ASTM A335 ASME SA335 P92 SMLS BORU

Farklı İzotermal Sıcaklıklarda P92 Çeliğinin Mikro Yapı Evrimi

/içinde /tarafından

Farklı İzotermal Sıcaklıklarda P92 Çeliğinin Mikro Yapı Evrimi

P92 çelik esas olarak ultra süperkritik kazanlarda, ultra yüksek basınçlı boru hatlarında ve diğer yüksek sıcaklık ve yüksek basınçlı ekipmanlarda kullanılır. P92 çeliği, W ve B elementlerinin eser elementlerinin eklenmesine dayanan P91 çelik kimyasal bileşimindedir, Mo içeriğini azaltır, güçlendirilmiş ve çeşitli şekillerde dağılmış olarak güçlendirilir, P92 çeliğinin kapsamlı performansını iyileştirmek için, P92 çeliği P91 çeliğinden daha iyi oksidasyon direncine, korozyon direncine sahiptir. P92 çelik boruyu üretmek için sıcak işleme süreci şarttır. Isıl işlem teknolojisi, üretim sürecinde oluşan iç kusurları ortadan kaldırabilir ve çeliğin performansının çalışma koşullarının ihtiyaçlarını karşılamasını sağlayabilir. Sıcak işleme sürecindeki organizasyonun türü ve durumu, performansın standardı karşılamasını etkileyen temel faktörlerdir. Bu nedenle, bu makale P92 çelik borunun farklı izotermal sıcaklıklardaki organizasyonunu analiz ederek P92 çelik borunun çeşitli sıcaklıklardaki organizasyon evrimini ortaya koymaktadır; bu, yalnızca gerçek sıcak işleme sürecinin organizasyon analizi ve performans kontrolü için bilgi desteği sağlamakla kalmayıp aynı zamanda sıcak işleme sürecinin geliştirilmesi için deneysel bir temel de oluşturmaktadır.

1. Test Malzemeleri ve Yöntemleri

1.1 Test Malzemesi

Test edilen çelik, kullanım koşulundaki bir P92 çelik borudur (1060 ℃ sertleştirilmiş + 760 ℃ temperlenmiş) ve kimyasal bileşimi Tablo 1'de gösterilmiştir. Bitmiş borunun orta kısmında, uzunluk yönünde belirli bir konumda ϕ4 mm × 10 mm'lik silindirik bir numune kesildi ve söndürme genleşme ölçer, farklı sıcaklıklardaki doku dönüşümünü incelemek için kullanıldı.

Tablo 1 P92 Çeliğinin Kütle Oranına Göre Ana Kimyasal Bileşimi (%)

Öğe C Si Mn CR Ni Ay V Al B Not K Fe
% 0.13 0.2 0.42 8.67 0.25 0.48 0.19 0.008 0.002 0.05 1.51 Denge

1.2 Test Süreci

L78 söndürme termal genleşme ölçeri kullanılarak, 0,05 ℃ / s, 1050 ℃ izolasyona kadar ısınma 15 dakika, 200 ℃ / s, oda sıcaklığına soğuma. Malzemenin faz değişiminin kritik noktasını ölçün Ac1 792,4℃, Ac3 879,8℃, Ms 372,3℃'dir. Numuneler 10°C/sn hızla 1050°C'ye kadar ısıtıldı ve 15 dakika tutuldu ve ardından farklı sıcaklıklara (770, 740, 710, 680, 650, 620, 520, 430, 400, 370, 340, 310, 280, 250, 190 ve 160°C) 150°C/sn hızla ve farklı süreler boyunca (620°C ve altında 1 saat, 620°C ve üstünde 25 saat) soğutuldu. 620 ℃ ve üstünde 25 saat tutma), numunenin oda sıcaklığına hava ile soğutulması için gücün izotermal ucu kapalıdır.1.3 Test yöntemleri

Numunelerin yüzeyleri farklı işlemler altında zımparalanıp parlatıldıktan sonra, numunelerin yüzeyi aqua regia kullanılarak aşındırıldı. Organizasyonu gözlemlemek ve analiz etmek için AXIOVERT 25 Zeiss mikroskobu ve QWANTA 450 çevresel taramalı elektron mikroskobu kullanıldı; HVS-50 Vickers sertlik ölçüm cihazı (1 kg yük ağırlığı) kullanılarak her numunenin yüzeyinde çeşitli noktalardan sertlik ölçümleri yapıldı ve ortalama değer numunenin sertlik değeri olarak alındı.

2. Test Sonuçları ve Analiz

2.1 Farklı İzotermal Sıcaklıkların Organizasyonu ve Analizi

Şekil 1, farklı sıcaklıklarda farklı sürelerde 1050 °C'de tam ostenitleştirmeden sonra P92 çeliğinin mikro yapısını göstermektedir. Şekil 1(a), 190℃'de 1 saat izotermalleştirmeden sonra P92 çeliğinin mikro yapısını göstermektedir. Şekil 1(a2)'den, oda sıcaklığı organizasyonunun martenzit (M) olduğu görülebilir. Şekil 1(a3)'ten, martensitin çıta benzeri özellikler gösterdiği görülebilir. Çeliğin Ms noktası yaklaşık 372 °C olduğundan, martenzit faz dönüşümü Ms noktasının altındaki izotermal sıcaklıklarda meydana gelerek martenzit oluşturur ve P92 çeliğinin karbon içeriği düşük karbonlu bileşimler aralığına aittir; çıta benzeri bir morfoloji martenziti karakterize eder.

Şekil 1(a), 190°C'de 1 saatlik izotermalden sonra P92 çeliğinin mikro yapısını göstermektedir

Şekil 1(a), 190°C'de 1 saatlik izotermalden sonra P92 çeliğinin mikro yapısını göstermektedir

Şekil 1(b) 430 ℃ izotermal 1h'de P92 çeliğinin mikro yapısı için. İzotermal sıcaklık 430°C'ye çıktığında, P92 çeliği bainit dönüşüm bölgesine ulaşır. Çelik Mo, B ve W elementleri içerdiğinden, bu elementler perlitik dönüşümü geciktirirken bainit dönüşümü üzerinde çok az etkiye sahiptir. Bu nedenle, 430 ℃ yalıtım 1h'de P92 çeliği, belirli miktarda bainitin organizasyonu. Daha sonra kalan aşırı soğutulmuş ostenit, havada soğutulduğunda martenzite dönüşür.

Şekil 1(b) 430 ℃ izotermal 1h'de P92 çeliğinin mikro yapısı için

Şekil 1(b) 430 ℃ izotermal 1h'de P92 çeliğinin mikro yapısı için

Şekil 1(c), P92 çeliğinin 520 ℃ izotermal 1h'deki mikro yapısını göstermektedir. 520 ℃ izotermal sıcaklıkta, alaşım elementleri Cr, Mo, Mn, vb., perlit dönüşümünü inhibe edecek şekilde, bainit dönüşüm noktasının (Bs noktası) başlangıcı azalır, böylece aşırı soğutulmuş ostenitin stabilizasyon bölgesinde belirli bir sıcaklık aralığında görünecektir. Şekil 1(c), 520 ℃ yalıtımda, dönüşümden sonra aşırı soğutulmuş ostenit oluşmadığında, martenzit oluşturmak için hava soğutmasının ardından görülebilir; son oda sıcaklığı organizasyonu martenzittir.

Şekil 1(c), P92 çeliğinin 520 ℃ izotermal 1 saatlik mikro yapısını göstermektedir

Şekil 1(c), P92 çeliğinin 520 ℃ izotermal 1 saatlik mikro yapısını göstermektedir

Şekil 1 (d) 650 ℃'de P92 çeliği için martensit + perlit için izotermal 25h mikro yapısı. Şekil 1(d3)'te gösterildiği gibi, perlit kesikli lamel karakteristikleri gösterir ve yüzeydeki karbür kısa çubuk çökelmesi gösterir. Bunun nedeni, P92 çelik alaşım elementlerinin Cr, Mo, V, vb. aynı zamanda aşırı soğutulmuş ostenitin kararlılığını iyileştirmek için P92 çelik perlit morfolojisinin değişmesidir, yani kısa çubuk için karbürün perlitik gövdesindeki karbür, bu perlitik gövde perlit sınıfı olarak bilinir. Aynı zamanda, organizasyonda birçok ince ikinci faz parçacığı bulundu.

Şekil 1 (d) 650 ℃'de P92 çeliği için martensit + perlit için izotermal 25 saatlik mikro yapı

Şekil 1 (d) 650 ℃'de P92 çeliği için martensit + perlit için izotermal 25 saatlik mikro yapı

Şekil 1(e), P92 çeliğinin 740 ℃ izotermal 25h'deki mikro yapısını göstermektedir. 740°C izotermalde, önce ötektik masif ferrit çökelmesi ve sonra östenit ötektik ayrışması olacak ve bu da perlit benzeri bir organizasyonla sonuçlanacaktır. 650°C izotermal ile karşılaştırıldığında (bkz. Şekil 1(d3)), perlitik organizasyon, izotermal sıcaklık arttıkça daha kaba hale gelir ve perlitin iki fazlı karakteri, yani kısa bir çubuk biçiminde ferrit ve karburit açıkça görülebilir.

Şekil 1(e), P92 çeliğinin 740 ℃ izotermal 25 saatlik mikro yapısını göstermektedir

Şekil 1(e), P92 çeliğinin 740 ℃ izotermal 25 saatlik mikro yapısını göstermektedir

Şekil 1(f), P92 çeliğinin 770°C izotermal sıcaklıkta 25 saat boyunca mikro yapısını göstermektedir. 770°C izotermalde, izotermal sürenin uzamasıyla, önce ferrit çökelmesi meydana gelir ve ardından aşırı soğutulmuş ostenit ötektik ayrışmaya uğrayarak bir ferrit + perlit organizasyonu oluşturur. İzotermal sıcaklığın artmasıyla, ilk ötektik ferrit içeriği artar ve perlit içeriği azalır. P92 çeliğinin alaşım elementleri nedeniyle, alaşım elementleri ostenitin içinde çözünerek ostenitin sertleştirilebilirliğini artırır, ötektik ayrışmanın zorluğu daha da kapsamlı hale gelir, bu nedenle ötektik ayrışmasını, yani perlitik organizasyonun oluşumunu sağlamak için yeterince uzun bir izotermal süre olmalıdır.

Şekil 1(f), 25 saat boyunca 770°C izotermal sıcaklıkta P92 çeliğinin mikro yapısını göstermektedir

Şekil 1(f), 25 saat boyunca 770°C izotermal sıcaklıkta P92 çeliğinin mikro yapısını göstermektedir

Şekil 1(f2)'deki farklı morfolojilere sahip dokular üzerinde, Tablo 2'de gösterildiği gibi, doku tipini daha fazla belirlemek için enerji spektrumu analizi gerçekleştirildi. Tablo 2'den, beyaz parçacıkların karbon içeriğinin diğer organizasyonlardan daha yüksek olduğu ve alaşım elementleri Cr, Mo ve V'nin daha fazla olduğu görülebilir, bu parçacığı soğutma işlemi sırasında çöken kompozit karbür parçacıkları için analiz edersek; karşılaştırmalı olarak, kesikli lameller organizasyondaki karbon içeriği en düşükten ikinci sıradadır ve masif organizasyondaki karbon içeriği en azdır. Perlit, karbürizasyon ve ferritin iki fazlı bir organizasyonu olduğundan, ortalama karbon içeriği ferritinkinden daha yüksektir; izotermal sıcaklık ve morfoloji analizi ile birleştirildiğinde, lameller organizasyonun perlit benzeri ve masif organizasyonun birinci ötektik ferrit olduğu daha da belirlenir.

770 °C'de 25 Saat İzotermal İşlem Gören P92 Çeliğinin Spektrum Analizi, Atom Kesirleriyle Tablo Formatında Yazılmıştır (%)

Yapı C Not Ay Ti V CR Mn Fe K
Beyaz Granüller 11.07 0.04 0.94 0.02 2.16 8.36 2.64 54.77 2.84
Blok Yapısı 9.31 0.04 0.95 0.2 0.32 8.42 0.74 85.51 10.21
Katmanlı Yapı 5.1 0 0.09 0.1 0.33 7.3 0.35 85.65 0.69

2.2 Mikro Sertlik ve Analiz

Genel olarak konuşursak, W ve Mo gibi elementler içeren alaşımlı çeliklerin soğutma işlemi sırasında, aşırı soğutulmuş ostenitte üç tür organizasyonel dönüşüm meydana gelir: düşük sıcaklık bölgesinde martensitik dönüşüm, orta sıcaklık bölgesinde bainit dönüşümü ve yüksek sıcaklık bölgesinde perlit dönüşümü. Farklı organizasyonel evrimler farklı sertliklere yol açar. Şekil 2, P92 çeliğinin sertlik eğrisinin farklı izotermal sıcaklıklarda değişimini göstermektedir. Şekil 2'den, izotermal sıcaklığın artmasıyla sertliğin önce azalan, sonra artan ve son olarak azalan bir eğilim gösterdiği görülebilir. 160 ~ 370 ℃ izotermal sıcaklıkta martensitik dönüşümün meydana gelmesi, Vickers sertliğinin 516HV'den 457HV'ye çıkması. İzotermal sıcaklık 400 ~ 620 ℃ olduğunda, az miktarda bainit dönüşümü meydana gelir ve 478HV sertliği 484HV'ye yükselir; küçük bainit dönüşümü nedeniyle sertlik çok değişmez. İzotermal sıcaklık 650 ℃ olduğunda, 410HV sertliğe sahip az miktarda perlit oluşur. İzotermal sıcaklık 680 ~ 770 ℃ olduğunda, ferrit + perlit organizasyonunun oluşumu, sertlik 242HV'den 163HV'ye çıkar. P92 çeliğinin farklı sıcaklıklarda dönüşümü nedeniyle geçişin organizasyonu farklıdır, düşük sıcaklıktaki martensitik dönüşüm bölgesinde, izotermal sıcaklık Ms noktasından düşük olduğunda, sıcaklık arttıkça martensit içeriği azalır, sertlik azalır; P92 çeliğinin farklı sıcaklıklardaki dönüşümünün ortasında, izotermal sıcaklık Ms noktasından düşük olduğunda, sıcaklık artışıyla martensitik içerik azalır, sertlik azalır; orta sıcaklıktaki bainit dönüşüm bölgesinde, bainit dönüşüm miktarı az olduğundan, sertlik fazla değişmez; yüksek sıcaklıktaki perlitik dönüşüm bölgesinde, izotermal sıcaklığın artmasıyla, ilk ötektik ferrit içeriği artar, böylece sertlik azalmaya devam eder, bu nedenle izotermal sıcaklığın artmasıyla, malzeme sertliği genellikle azalan bir eğilim gösterir ve sertlikteki değişim eğilimi ve organizasyonun analizi eğilimle uyumludur.

P92 Çeliğinin Farklı İzotermal Sıcaklıklarda Sertlik Eğrilerinin Değişimi

P92 Çeliğinin Farklı İzotermal Sıcaklıklarda Sertlik Eğrilerinin Değişimi

3. Sonuç

1) P92 çeliğinin kritik noktası Ac1 792,4 ℃, Ac3 879,8 ℃ ve Ms 372,3 ℃'dir.

2) P92 çeliği farklı izotermal sıcaklıklarda oda sıcaklığı organizasyonu elde etmek için farklıdır; 160 ~ 370 ℃ izotermal 1h'de, oda sıcaklığı organizasyonu martenzittir; 400 ~ 430 ℃ izotermal 1h'de, az miktarda bainit + martenzit organizasyonu; 520 ~ 620 ℃ izotermal 1h'de, organizasyon nispeten kararlıdır, dönüşüm içinde kısa bir zaman dilimi (1 saat) meydana gelmez, oda sıcaklığı organizasyonu martenzittir; 650 ℃ izotermal 25h'de, oda sıcaklığı organizasyonu perlittir. h, perlit + martenzit için oda sıcaklığı organizasyonu; 680 ~ 770 ℃ izotermal 25h'de, organizasyon perlit + birinci ötektik ferrite dönüşmüştür.

3) P92 çeliğinin Ac1'deki ostenitlenmesi izotermalin altında, izotermal sıcaklığın azalmasıyla, malzemenin bir bütün olarak sertliği artma eğilimindedir, ilk ötektik ferrit çökelmesinin meydana gelmesinden sonra 770 ℃'de izotermal, perlitik dönüşüm, sertlik en düşük seviyededir, yaklaşık 163HV; martensitik dönüşümün meydana gelmesinden sonra 160 ℃'de izotermal, sertlik en yüksek seviyededir, yaklaşık 516HV.

ASME B31.3 ve ASME B31.1 karşılaştırması

ASME B31.1 ve ASME B31.3: Boru Tasarım Kodlarını Öğrenin

/içinde /tarafından

giriiş

Boru tasarımı ve mühendisliğinde, uygun boru kodunu seçmek, güvenliği, verimliliği ve endüstri standartlarına uyumu sağlamak için önemlidir. En yaygın olarak tanınan boru tasarım kodlarından ikisi şunlardır: ASME B31.1 Ve ASME B31.3Her ikisi de Amerikan Makine Mühendisleri Derneği'nden (ASME) gelse de ve boru sistemlerinin tasarımını ve inşasını yönetse de, uygulamaları önemli ölçüde farklılık gösterir. ASME B31.1 ve ASME B31.3 karşılaştırması İster enerji santralleri, ister kimyasal işleme veya endüstriyel tesisler olsun, projeniz için doğru kodu seçmek için tartışma çok önemlidir.

Genel Bakış: ASME B31.1 ve ASME B31.3

What is ASME B31.3 or Process Piping Code?

ASME B31.1 elektrik santrali boru sistemlerinin tasarımını, inşasını ve bakımını yöneten standarttır. Elektrik santrallerindeki, endüstriyel tesislerdeki ve elektrik üretiminin söz konusu olduğu diğer tesislerdeki boru sistemleri için geçerlidir. Bu kod, yüksek basınçlı buhar, su ve sıcak gazları işleyen sistemlerin bütünlüğüne büyük ölçüde odaklanır.

Tipik Uygulamalar: Elektrik santralleri, ısıtma sistemleri, türbinler ve kazan sistemleri.
Basınç Aralığı: Yüksek basınçlı buhar ve akışkan sistemleri.
Sıcaklık Aralığı: Yüksek sıcaklık servisleri, özellikle buhar ve gaz uygulamaları için.

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.

Tipik Uygulamalar: Kimyasal işleme tesisleri, rafineriler, ilaç tesisleri, gıda ve içecek tesisleri.
Basınç Aralığı: Genellikle ASME B31.1'deki basınç aralığından daha düşüktür, akışkan türlerine ve sınıflandırmalarına bağlıdır.
Sıcaklık Aralığı: varies depending kimyasal sıvılarda, ancak genellikle aşırı koşullardan daha düşüktür ASME B31.1.

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

ASME B31.3 ve ASME B31.1 karşılaştırması

ASME B31.3 ve ASME B31.1 karşılaştırması

Sr No Parametre ASME B31.3-Process Piping ASME B31.1-Power Piping
1 Kapsam 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 Tasarım Hayatı 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.

Çözüm

Kritik fark şu: ASME B31.1 ve ASME B31.3 karşılaştırması tartışmalar endüstri uygulamaları, malzeme gereksinimleri ve güvenlik hususlarında yoğunlaşmaktadır. ASME B31.1 mekanik bütünlüğe odaklanarak güç üretimi ve yüksek sıcaklık sistemleri için idealdir. Aynı zamanda, 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 Bölüm II Kısım A

ASME BPVC Bölüm II Kısım A: Demirli Malzeme Spesifikasyonları

/içinde /tarafından

giriiş

ASME BPVC Bölüm II Kısım A: Demirli Malzeme Özellikleri bir bölümüdür Demirli malzemeler (esas olarak demir) için spesifikasyonları kapsayan ASME Kazan ve Basınçlı Kap Kodu (BPVC) kazanların, basınçlı kapların ve diğer basınç tutma ekipmanlarının yapımında kullanılır. Bu bölüm, karbon çeliği, alaşımlı çelik ve paslanmaz çelik dahil olmak üzere çelik ve demir malzemeler için gereklilikleri özel olarak ele almaktadır.

Borular ve Plakalar için İlgili Malzeme Özellikleri

Tüpler:

SA-178/SA-178M – Elektrik Direnç Kaynaklı Karbon Çelik ve Karbon-Manganez Çelik Kazan ve Süper Isıtıcı Boruları
SA-179/SA-179M – Dikişsiz Soğuk Çekilmiş Düşük Karbonlu Çelik Isı Eşanjörü ve Kondenser Boruları
SA-192/SA-192M – Yüksek Basınçlı Servis için Dikişsiz Karbon Çelik Kazan Boruları
SA-209/SA-209M – Dikişsiz Karbon-Molibden Alaşımlı Çelik Kazan ve Süper Isıtıcı Boruları
SA-210/SA-210M – Dikişsiz Orta Karbon Çelik Kazan ve Süper Isıtıcı Boruları
SA-213/SA-213M – Dikişsiz Ferritik ve Austenitik Alaşımlı Çelik Kazan, Süper Isıtıcı ve Isı Eşanjörü Boruları
SA-214/SA-214M – Elektrik Direnç Kaynaklı Karbon Çelik Isı Eşanjörü ve Kondenser Boruları
SA-249/SA-249M – Kaynaklı Austenitik Çelik Kazan, Süper Isıtıcı, Isı Eşanjörü ve Yoğuşturucu Boruları
SA-250/SA-250M – Elektrik Direnç Kaynaklı Ferritik Alaşımlı Çelik Kazan ve Süper Isıtıcı Boruları
SA-268/SA-268M – Genel Hizmet için Dikişsiz ve Kaynaklı Ferritik ve Martensitik Paslanmaz Çelik Borular
SA-334/SA-334M – Düşük Sıcaklık Hizmeti için Dikişsiz ve Kaynaklı Karbon ve Alaşımlı Çelik Borular
SA-335/SA-335M – Yüksek Sıcaklık Hizmeti için Dikişsiz Ferritik Alaşımlı Çelik Boru
SA-423/SA-423M – Dikişsiz ve Elektrik Kaynaklı Düşük Alaşımlı Çelik Borular
SA-450/SA-450M – Karbon ve Düşük Alaşımlı Çelik Borular için Genel Gereksinimler
SA-556/SA-556M – Dikişsiz Soğuk Çekilmiş Karbon Çelik Besleme Suyu Isıtıcı Boruları
SA-557/SA-557M – Elektrik Direnç Kaynaklı Karbon Çelik Besleme Suyu Isıtıcı Boruları
SA-688/SA-688M – Dikişsiz ve Kaynaklı Austenitik Paslanmaz Çelik Besleme Suyu Isıtıcı Boruları
SA-789/SA-789M – Genel Hizmet için Dikişsiz ve Kaynaklı Ferritik/Austenitik Paslanmaz Çelik Borular
SA-790/SA-790M – Dikişsiz ve Kaynaklı Ferritik/Austenitik Paslanmaz Çelik Boru
SA-803/SA-803M – Dikişsiz ve Kaynaklı Ferritik Paslanmaz Çelik Besleme Suyu Isıtıcı Boruları
SA-813/SA-813M – Tek veya Çift Kaynaklı Austenitik Paslanmaz Çelik Boru
SA-814/SA-814M – Soğuk İşlenmiş Kaynaklı Austenitik Paslanmaz Çelik Boru

ASME BPVC

ASME BPVC

Plakalar:

SA-203/SA-203M – Basınçlı Kap Plakaları, Alaşımlı Çelik, Nikel
SA-204/SA-204M – Basınçlı Kap Plakaları, Alaşımlı Çelik, Molibden
SA-285/SA-285M – Basınçlı Kap Plakaları, Karbon Çelik, Düşük ve Orta Çekme Mukavemeti
SA-299/SA-299M – Basınçlı Kap Plakaları, Karbon Çelik, Manganez-Silikon
SA-302/SA-302M – Basınçlı Kap Plakaları, Alaşımlı Çelik, Manganez-Molibden ve Manganez-Molibden-Nikel
SA-353/SA-353M – Basınçlı Kap Plakaları, Alaşımlı Çelik, Çift Normalize ve Temperlenmiş 9% Nikel
SA-387/SA-387M – Basınçlı Kap Plakaları, Alaşımlı Çelik, Krom-Molibden
SA-516/SA-516M – Orta ve Düşük Sıcaklık Hizmeti için Karbon Çelik Basınçlı Kap Plakaları
SA-517/SA-517M – Basınçlı Kap Plakaları, Alaşımlı Çelik, Yüksek Mukavemetli, Söndürülmüş ve Temperlenmiş
SA-533/SA-533M – Basınçlı Kap Plakaları, Alaşımlı Çelik, Söndürülmüş ve Temperlenmiş, Manganez-Molibden ve Manganez-Molibden-Nikel
SA-537/SA-537M – Basınçlı Kap Plakaları, Isıl İşlem Görmüş, Karbon-Manganez-Silikon Çelik
SA-542/SA-542M – Basınçlı Kap Plakaları, Alaşımlı Çelik, Söndürülmüş ve Temperlenmiş, Krom-Molibden ve Krom-Molibden-Vanadyum
SA-543/SA-543M – Basınçlı Kap Plakaları, Alaşımlı Çelik, Söndürülmüş ve Temperlenmiş, Nikel-Krom-Molibden
SA-553/SA-553M – Basınçlı Kap Plakaları, Alaşımlı Çelik, Söndürülmüş ve Temperlenmiş 7, 8 ve 9% Nikel
SA-612/SA-612M – Orta ve Düşük Sıcaklık Hizmeti için Yüksek Mukavemetli Karbon Çelik Basınçlı Kap Plakaları
SA-662/SA-662M – Orta ve Düşük Sıcaklık Hizmeti için Karbon-Manganez-Silisyum Çelik Basınçlı Kap Plakaları
SA-841/SA-841M – Termo-Mekanik Kontrol Prosesi (TMCP) ile Üretilen Basınçlı Kap Plakaları

Çözüm

Sonuç olarak, ASME BPVC Bölüm II Kısım A: Demirli Malzeme Spesifikasyonları, kazanlar, basınçlı kaplar ve diğer basınç tutma ekipmanlarının yapımında kullanılan demirli malzemelerin güvenliğini, güvenilirliğini ve kalitesini sağlamak için kritik bir kaynaktır. Karbon çelikleri, alaşımlı çelikler ve paslanmaz çelikler gibi malzemelerin mekanik ve kimyasal özellikleri hakkında kapsamlı özellikler sağlayarak, bu bölüm malzemelerin yüksek basınç ve yüksek sıcaklık uygulamaları için gereken titiz standartları karşılamasını sağlar. Ürün formları, test prosedürleri ve endüstri standartlarına uyum konusundaki ayrıntılı rehberliği, basınçlı ekipman tasarımı ve inşasında yer alan mühendisler, üreticiler ve müfettişler için vazgeçilmez hale getirir. Bu nedenle, ASME BPVC Bölüm II Kısım A, basınçlı kapların ve kazanların sıkı mekanik stres koşulları altında güvenli ve verimli bir şekilde çalışması gereken petrokimya, nükleer ve enerji üretim endüstrileri için çok önemlidir.

Söndürme SAE4140 Dikişsiz Çelik Boru

Söndürülmüş SAE 4140 Dikişsiz Çelik Borulardaki Halka Şeklindeki Çatlakların Nedenlerinin Analizi

/içinde /tarafından

SAE 4140 dikişsiz çelik borunun boru ucundaki halka şeklindeki çatlağın nedeni, kimyasal bileşim sınavı, sertlik testi, metalografik gözlem, taramalı elektron mikroskobu ve enerji spektrum analizi ile incelenmiştir. Sonuçlar, SAE 4140 dikişsiz çelik borunun halka şeklindeki çatlağının genellikle borunun ucunda oluşan bir söndürme çatlağı olduğunu göstermektedir. Söndürme çatlağının nedeni, iç ve dış duvarlar arasındaki farklı soğuma hızlarıdır ve dış duvar soğuma hızı iç duvardan çok daha yüksektir, bu da iç duvar pozisyonuna yakın gerilim yoğunlaşmasından kaynaklanan çatlama arızasına neden olur. Halka şeklindeki çatlak, söndürme sırasında çelik borunun iç duvarının soğuma hızını artırarak, iç ve dış duvar arasındaki soğuma hızının düzgünlüğünü iyileştirerek ve söndürme gerilimini kendiliğinden tavlayarak azaltmak için söndürmeden sonra sıcaklığı 150 ~ 200 ℃ içinde kontrol ederek ortadan kaldırılabilir.

SAE 4140, CrMo düşük alaşımlı yapısal çeliktir, Amerikan ASTM A519 standart sınıfıdır, Mn içeriğindeki artışa bağlı olarak ulusal standart 42CrMo'dur; bu nedenle, SAE 4140 sertleştirilebilirliği daha da geliştirilmiştir. SAE 4140 dikişsiz çelik boru, katı dövme yerine, çeşitli tipte içi boş millerin, silindirlerin, kovanların ve diğer parçaların haddelenmiş kütük üretimi, üretim verimliliğini önemli ölçüde artırabilir ve çelikten tasarruf sağlayabilir; SAE 4140 çelik boru, petrol ve gaz sahası madencilik vida delme aletlerinde ve diğer sondaj ekipmanlarında yaygın olarak kullanılmaktadır. SAE 4140 dikişsiz çelik boru tavlama işlemi, ısıl işlem sürecini optimize ederek farklı çelik mukavemetleri ve tokluk eşleştirme gereksinimlerini karşılayabilir. Yine de, üretim sürecinde ürün teslimat kusurlarını etkilediği sıklıkla görülmektedir. Bu makale esas olarak borunun ucunun duvar kalınlığının ortasında söndürme işleminde SAE 4140 çelik boruya odaklanmakta, halka şeklinde bir çatlak kusur analizi üretmekte ve iyileştirme önlemleri ortaya koymaktadır.

1. Test Malzemeleri ve Yöntemleri

Bir şirket ∅ 139,7 × 31,75 mm SAE 4140 çelik sınıfı dikişsiz çelik boru için üretim süreci olan kütük ısıtma → delme → haddeleme → boyutlandırma → tavlama (850 ℃ 70 dakikalık söndürme süresi + borunun dışarıda su duşu soğutma + 735 ℃ 2 saatlik tavlama süresi) → Kusur Tespiti ve Muayenesi için özellikler üretti. Tavlama işleminden sonra, kusur tespit muayenesi, Şekil 1'de gösterildiği gibi, boru ucundaki duvar kalınlığının ortasında halka şeklinde bir çatlak olduğunu ortaya koydu; halka şeklinde çatlak, dışarıdan yaklaşık 21~24 mm uzaklıkta belirdi, borunun çevresini çevreledi ve kısmen süreksizdi, boru gövdesinde ise böyle bir kusur bulunamadı.

Şekil 1 Boru Ucundaki Halka Şeklindeki Çatlak

Şekil 1 Boru Ucundaki Halka Şeklindeki Çatlak

Çelik boru söndürme numunelerinin partisini söndürme analizi ve söndürme organizasyonunun gözlemlenmesi ve çelik borunun bileşiminin spektral analizi için alın, aynı zamanda, temperlenmiş çelik boru çatlaklarında çatlak mikro morfolojisini, tane boyutu seviyesini gözlemlemek için yüksek güçlü numuneler alın ve çatlakların iç bileşimi için bir spektrometre ile taramalı elektron mikroskobunda mikro alan analizi yapın.

2. Test Sonuçları

2.1 Kimyasal bileşim

Tablo 1'de kimyasal bileşim spektral analiz sonuçları gösterilmektedir ve elementlerin bileşimi ASTM A519 standardının gereklerine uygundur.

Tablo 1 Kimyasal bileşim analiz sonuçları (kütle kesri, %)

Öğe C Si Mn P S CR Ay Cu Ni
İçerik 0.39 0.20 0.82 0.01 0.005 0.94 0.18 0.05 0.02
ASTM A519 Gereksinimi 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 Boru Sertleştirilebilirlik Testi

Toplam duvar kalınlığı söndürme sertlik testinin söndürülmüş numunelerinde, toplam duvar kalınlığı sertlik sonuçları, Şekil 2'de gösterildiği gibi, Şekil 2'de görülebilir, söndürme sertliğinin dışından 21 ~ 24 mm'de önemli ölçüde düşmeye başladığı ve 21 ~ 24 mm'nin dışından borunun yüksek sıcaklıkta temperlendiği halka çatlak bölgesinde, duvar kalınlığının altında ve üstündeki alanların sertliğinin duvar kalınlığının konumu arasındaki aşırı farkın 5'e (HRC) veya buna yakın bir değere ulaştığı. Bu alanın alt ve üst duvar kalınlıkları arasındaki sertlik farkı yaklaşık 5 (HRC)'dir. Söndürülmüş durumdaki metalografik organizasyon Şekil 3'te gösterilmiştir. Şekil 3'teki metalografik organizasyondan; Borunun dış bölgesindeki organizasyonun az miktarda ferrit + martensit olduğu, iç yüzeye yakın organizasyonun ise az miktarda ferrit ve bainit ile söndürülmediği, bunun da borunun dış yüzeyinden borunun iç yüzeyine 21 mm mesafede düşük söndürme sertliğine yol açtığı görülmektedir. Boru cidarındaki halka çatlaklarının yüksek derecede tutarlılığı ve söndürme sertliğindeki aşırı farkın konumu, halka çatlaklarının söndürme işlemi sırasında oluşma olasılığının yüksek olduğunu düşündürmektedir. Halka çatlaklarının yeri ile düşük söndürme sertliği arasındaki yüksek tutarlılık, halka çatlaklarının söndürme işlemi sırasında oluşmuş olabileceğini göstermektedir.

Şekil 2 Tam Duvar Kalınlığındaki Söndürme Sertlik Değeri

Şekil 2 Tam Duvar Kalınlığındaki Söndürme Sertlik Değeri

Şekil 3 Çelik Borunun Söndürme Yapısı

Şekil 3 Çelik Borunun Söndürme Yapısı

2.3 Çelik borunun metalografik sonuçları sırasıyla Şekil 4 ve Şekil 5’te gösterilmektedir.

Çelik borunun matris organizasyonu, tane boyutu 8 olan temperlenmiş ostenit + az miktarda ferrit + az miktarda bainittir, bu ortalama bir temperlenmiş organizasyondur; çatlaklar, kristalin çatlama boyunca olan uzunlamasına yön boyunca uzanır ve çatlakların iki tarafı tipik olarak birbirine geçme özelliğine sahiptir; her iki tarafta da dekarbürizasyon olayı vardır ve çatlakların yüzeyinde yüksek sıcaklıkta gri oksit tabakası görülebilir. Her iki tarafta da dekarbürizasyon vardır ve çatlak yüzeyinde yüksek sıcaklıkta gri oksit tabakası görülebilir ve çatlağın yakınında metalik olmayan kapanımlar görülemez.

Şekil 4 Çatlak Morfolojisinin Gözlemleri

Şekil 4 Çatlak Morfolojisinin Gözlemleri

Şekil 5 Çatlağın Mikro Yapısı

Şekil 5 Çatlağın Mikro Yapısı

2.4 Çatlak kırılma morfolojisi ve enerji spektrumu analiz sonuçları

Kırık açıldıktan sonra, Şekil 6'da gösterildiği gibi, taramalı elektron mikroskobu altında kırığın mikro morfolojisi incelenir ve kırığın yüksek sıcaklıklara maruz kaldığı ve yüzeyde yüksek sıcaklıkta oksidasyon meydana geldiği görülür. Kırık esas olarak kristal kırığı boyunca olup, tane boyutu 20 ila 30 μm arasındadır ve kaba taneler ve anormal organizasyon kusurları bulunmaz; enerji spektrumu analizi, kırık yüzeyinin esas olarak demir ve oksitlerinden oluştuğunu ve anormal yabancı elementlerin görülmediğini gösterir. Spektral analiz, kırık yüzeyinin esas olarak demir ve oksitlerinden oluştuğunu ve anormal yabancı elementlerin bulunmadığını gösterir.

Şekil 6 Çatlağın Kırılma Morfolojisi

Şekil 6 Çatlağın Kırılma Morfolojisi

3 Analiz ve Tartışma

3.1 Çatlak kusurlarının analizi

Çatlak mikro morfolojisi açısından bakıldığında, çatlak açıklığı düzdür; kuyruk kavisli ve keskindir; çatlak uzama yolu kristal boyunca çatlamanın özelliklerini gösterir ve çatlağın iki tarafı, söndürme çatlaklarının olağan özellikleri olan tipik iç içe geçme özelliklerine sahiptir. Yine de, metalografik inceleme, çatlağın her iki tarafında, çelik borunun temperleme sıcaklığının 735 ℃ ve Ac1'in SAE 4140'ta 738 ℃ olması gerçeğini hesaba katarak, geleneksel söndürme çatlaklarının özellikleriyle uyumlu olmayan dekarbürizasyon fenomeni olduğunu bulmuştur; bu, söndürme çatlaklarının geleneksel özellikleriyle uyumlu değildir. Boru için kullanılan temperleme sıcaklığının 735 °C, SAE 4140'ın Ac1 sıcaklığının ise 738 °C olduğu ve bu değerlerin birbirine çok yakın olduğu göz önüne alındığında, çatlağın her iki tarafındaki dekarbürizasyonun, temperleme sırasındaki yüksek sıcaklıktaki temperlemeden (735 °C) kaynaklandığı ve borunun ısıl işleminden önce var olan bir çatlak olmadığı varsayılmaktadır.

3.2 Çatlama nedenleri

Söndürme çatlaklarının nedenleri genellikle söndürme ısıtma sıcaklığı, söndürme soğutma hızı, metalurjik kusurlar ve söndürme gerilmeleri ile ilgilidir. Kompozisyon analizi sonuçlarına göre, borunun kimyasal bileşimi ASTM A519 standardında SAE 4140 çelik sınıfının gereksinimlerini karşılamaktadır ve aşan elementler bulunmamıştır; çatlakların yakınında metalik olmayan kapanımlar bulunmamıştır ve çatlak kırığındaki enerji spektrumu analizi, çatlaklardaki gri oksidasyon ürünlerinin Fe ve oksitleri olduğunu ve anormal yabancı elementler görülmediğini göstermiştir, bu nedenle halka çatlaklarına metalurjik kusurların neden olduğu ihtimali göz ardı edilebilir; borunun tane boyutu derecesi Sınıf 8, tane boyutu derecesi Sınıf 7, tane boyutu derecesi Sınıf 8 ve tane boyutu derecesi Sınıf 8'dir. Borunun tane boyutu seviyesi 8'dir; tane rafine edilmiş ve kaba değildir, bu da söndürme çatlağının söndürme ısıtma sıcaklığı ile ilgisi olmadığını gösterir.

Söndürme çatlaklarının oluşumu, termal ve organizasyonel gerilimlere ayrılan söndürme gerilmeleriyle yakından ilgilidir. Termal gerilim, çelik borunun soğuma sürecinden kaynaklanır; çelik borunun yüzey tabakası ve kalbi soğuma hızı tutarlı değildir, bunun sonucunda malzemenin eşit olmayan büzülmesi ve iç gerilimler oluşur; sonuç olarak çelik borunun yüzey tabakası basınç gerilimlerine ve kalbi çekme gerilimlerine maruz kalır; doku gerilimleri, çelik boru organizasyonunun martensit dönüşümüne söndürülmesidir, iç gerilimlerin oluşumunda tutarsızlık hacminin genişlemesiyle birlikte, sonuçta oluşan gerilimlerin organizasyonu, çekme gerilimlerinin yüzey tabakası, çekme gerilimlerinin merkezidir. Çelik borudaki bu iki tür gerilim aynı parçada bulunur, ancak yön rolü zıttır; sonucun birleşik etkisi, iki gerilimden birinin baskın faktörü, termal gerilimin baskın rolü, iş parçasının kalp çekme, yüzey basıncının sonucudur; Doku stresinin baskın rolü, iş parçasının kalp çekme basıncı yüzey çekme basıncıdır.

SAE 4140 çelik boru söndürme, döner dış duş soğutma üretimi kullanılarak, dış yüzeyin soğutma hızı iç yüzeyden çok daha büyüktür, çelik borunun dış metali tamamen söndürülürken, iç metal tamamen söndürülmediğinden ferrit ve bainit organizasyonunun bir kısmını üretir, iç metal nedeniyle iç metal tamamen martensitik organizasyona dönüştürülemez, çelik borunun iç metali kaçınılmaz olarak martensitin dış duvarının genişlemesiyle oluşan çekme gerilimine maruz kalır ve aynı zamanda, farklı organizasyon türleri nedeniyle, özgül hacmi iç ve dış metal arasında farklıdır Aynı zamanda, çeşitli organizasyon türleri nedeniyle, metalin iç ve dış katmanlarının belirli hacmi farklıdır ve soğutma sırasında büzülme oranı aynı değildir, çekme gerilimi de iki organizasyon türünün arayüzünde üretilecektir ve gerilimin dağılımına termal gerilimler hakimdir ve borunun içindeki iki organizasyon türünün arayüzünde oluşan çekme gerilimi en büyüğü, borunun iç yüzeyine yakın duvar kalınlığı alanında (dış yüzeyden 21~24 mm uzaklıkta) oluşan halka söndürme çatlaklarıyla sonuçlanır; ayrıca, çelik borunun ucu, tüm borunun geometri açısından hassas bir parçasıdır ve stres üretmeye eğilimlidir. Ayrıca, borunun ucu, tüm borunun geometrik açıdan hassas bir parçasıdır ve stres yoğunlaşmasına eğilimlidir. Bu halka çatlağı genellikle sadece borunun ucunda oluşur ve bu tür çatlaklar boru gövdesinde bulunmamıştır.

Özetle, söndürülmüş SAE 4140 kalın duvarlı çelik boru halka şeklindeki çatlaklar, iç ve dış duvarların eşit olmayan şekilde soğutulmasından kaynaklanır; dış duvarın soğuma hızı iç duvarınkinden çok daha yüksektir; SAE 4140 kalın duvarlı çelik boru üretimi mevcut soğutma yöntemini değiştirmek için, sadece soğutma işleminin dışında kullanılamaz, çelik borunun iç duvarının soğumasını güçlendirme, kalın duvarlı çelik borunun iç ve dış duvarlarının soğutma hızının tekdüzeliğini iyileştirme, stres konsantrasyonunu azaltma, halka çatlaklarını ortadan kaldırma ihtiyacı. Halka çatlakları.

3.3 İyileştirme önlemleri

Söndürme çatlaklarını önlemek için, söndürme işlemi tasarımında, söndürme çekme gerilmelerinin gelişimine katkıda bulunan tüm koşullar, ısıtma sıcaklığı, soğutma işlemi ve boşaltma sıcaklığı dahil olmak üzere çatlakların oluşumu için faktörlerdir. Önerilen iyileştirilmiş işlem önlemleri şunları içerir: 830-850 ℃'lik söndürme sıcaklığı; borunun merkez hattıyla eşleşen bir iç nozulun kullanılması, uygun iç püskürtme akışının kontrolü, kalın duvarlı çelik borunun iç ve dış duvarlarının soğutma hızının tekdüzeliğini sağlamak için iç deliğin soğutma hızının iyileştirilmesi; 150-200 ℃'lik söndürme sonrası sıcaklığın kontrolü, kendiliğinden temperlenen çelik borunun artık sıcaklığının kullanılması, çelik borudaki söndürme gerilimlerini azaltır.

Geliştirilmiş teknolojinin kullanımı, düzinelerce çelik boru spesifikasyonuna göre ∅158,75 × 34,93 mm, ∅139,7 × 31,75 mm, ∅254 × 38,1 mm, ∅224 × 26 mm vb. üretir. Ultrasonik kusur muayenesinden sonra, ürünler halka söndürme çatlakları olmadan kalifiye edilir.

4. Sonuç

(1) Boru çatlaklarının makroskobik ve mikroskobik özelliklerine göre, SAE 4140 çelik boruların boru uçlarındaki halka çatlakları, genellikle boru uçlarında oluşan söndürme geriliminden kaynaklanan çatlama hasarına aittir.

(2) Söndürülmüş SAE 4140 kalın duvarlı çelik boru halka şeklindeki çatlaklar, iç ve dış duvarların eşit olmayan şekilde soğutulmasından kaynaklanır. Dış duvarın soğuma hızı, iç duvarınkinden çok daha yüksektir. Kalın duvarlı çelik borunun iç ve dış duvarlarının soğuma hızının düzgünlüğünü iyileştirmek için, SAE 4140 kalın duvarlı çelik boru üretiminin iç duvarın soğumasını güçlendirmesi gerekir.

ASME SA213 T91 Dikişsiz Çelik Boru

ASME SA213 T91: Ne Kadar Biliyorsunuz?

/içinde /tarafından

Arka Plan ve Giriş

ASME SA213 T91, çelik numarası ASME SA213/SA213M standart, 1970'lerden 1980'lere kadar ABD Rubber Ridge Ulusal Laboratuvarı ve ABD Yanma Mühendisliği Şirketi'nin Metalurji Malzemeleri Laboratuvarı tarafından işbirliği içinde geliştirilen geliştirilmiş 9Cr-1Mo çeliğine aittir. Nükleer güçte kullanılan (diğer alanlarda da kullanılabilir) yüksek sıcaklıklı basınçlı parça malzemelerinde kullanılan daha önceki 9Cr-1Mo çeliğine dayanarak geliştirilen, üçüncü nesil sıcak mukavemetli çelik ürünleridir; Ana özelliği karbon içeriğini azaltmak, karbon içeriğinin üst ve alt sınırlarını sınırlamak ve P ve S gibi artık elementlerin içeriğinin daha sıkı bir şekilde kontrol edilmesi, aynı zamanda 0.030-0.070% eser miktarda N ve 0.18-0.25% eser miktarda katı karbür oluşturan elementler V ve 0.06-0.10% eser miktarda Nb eklemek, tane gereksinimlerini iyileştirmek, böylece çeliğin plastik tokluğunu ve kaynaklanabilirliğini iyileştirmek, çeliğin yüksek sıcaklıklarda stabilitesini artırmak, bundan sonra çok kompozit takviye, yeni bir tür martensitik yüksek kromlu ısıya dayanıklı alaşımlı çeliğin oluşumu.

Genellikle küçük çaplı borulara yönelik ürünler üreten ASME SA213 T91, ağırlıklı olarak kazanlarda, kızdırıcılarda ve ısı değiştiricilerde kullanılmaktadır.

T91 Çeliklerinin Uluslararası Karşılık Gelen Sınıfları

Ülke

 Amerika Almanya Japonya Fransa Çin
Eşdeğer Çelik Sınıfı SA-213 T91 X10CrMoVNNb91 HCM95 TUZ10CDVNb0901 10Cr9Mo1VNbN

Bu çeliği burada birkaç açıdan tanıyacağız.

I. Kimyasal Bileşim ASME SA213 T91'in

Öğe C Mn P S Si CR Ay Ni V Not N Al
İçerik 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. Performans Analizi

2.1 Alaşım elementlerinin malzeme özellikleri üzerindeki rolü: T91 çelik alaşım elementleri katı çözelti güçlendirme ve difüzyon güçlendirme rolü oynar ve çeliğin oksidasyon ve korozyon direncini artırır, bunu aşağıdaki gibi açık bir şekilde analiz edebiliriz.
2.1.1 Karbon, çelik elemanlarının en belirgin katı çözelti güçlendirme etkisidir; karbon içeriğindeki artışla çeliğin kısa vadeli mukavemeti, plastisitesi ve tokluğu azalır, T91 gibi çeliklerde karbon içeriğindeki artış karbür küreselleşme ve agregasyon hızını hızlandıracak, alaşım elementlerinin yeniden dağılımını hızlandıracak, çeliğin kaynaklanabilirliğini, korozyon direncini ve oksidasyon direncini azaltacaktır, bu nedenle ısıya dayanıklı çelikler genellikle karbon içeriğinin miktarını azaltmak ister. Yine de karbon içeriği çok düşükse çeliğin mukavemeti azalacaktır. T91 çeliği, 12Cr1MoV çeliğine kıyasla, yukarıdaki faktörlerin etkisinin dikkatli bir şekilde değerlendirilmesi olan 20%'lik azaltılmış bir karbon içeriğine sahiptir.
2.1.2 T91 çeliği azot izleri içerir; azotun rolü iki açıdan yansıtılır. Bir yandan, katı çözelti güçlendirmesinin rolü, çelik içindeki oda sıcaklığında azot çözünürlüğü minimumdur, T91 çeliği kaynaklı ısıdan etkilenen bölge kaynak ısıtma ve kaynak sonrası ısıl işlem sürecinde, VN'nin katı çözelti ve çökelme sürecinin ardışıklığı olacaktır: Kaynak ısıtma ısıdan etkilenen bölge, VN'nin çözünürlüğü nedeniyle ostenitik organizasyon içinde oluşmuştur, azot içeriği artar ve bundan sonra, oda sıcaklığının organizasyonundaki aşırı doygunluk derecesi artar, kaynağın sonraki ısıl işleminde hafif bir VN çökelmesi olur, bu da organizasyonun kararlılığını artırır ve ısıdan etkilenen bölgenin kalıcı mukavemet değerini iyileştirir. Öte yandan, T91 çeliği ayrıca az miktarda A1 içerir; Azot, A1N ile oluşabilir, A1N 1100 ℃'den daha yüksek sıcaklıkta sadece çok sayıda matris içinde çözülür ve daha sonra daha düşük sıcaklıklarda tekrar çökeltilir, bu da daha iyi bir difüzyon güçlendirme etkisi oynayabilir.
2.1.3 esas olarak ısıya dayanıklı çeliğin oksidasyon direncini, korozyon direncini artırmak için krom ekleyin, 5%'den az krom içeriği, 600 ℃ şiddetli bir şekilde oksitlenmeye başlarken, 5%'ye kadar krom içeriği miktarı mükemmel bir oksidasyon direncine sahiptir. Aşağıdaki 580 ℃'deki 12Cr1MoV çeliği iyi bir oksidasyon direncine, 0,05 mm / a korozyon derinliğine, 600 ℃'de performans bozulmaya başladığında, 0,13 mm / a korozyon derinliğine sahiptir. 1.100 ℃ krom içeriği içeren T91, matrise çok sayıda çözünmeden önce ve daha düşük sıcaklıklarda ve yeniden çökelmede sağlam bir difüzyon güçlendirme etkisi oynayabilir. /T91 krom içeriği yaklaşık 9%'ye çıkarıldı, sıcaklık kullanımı 650 ℃'ye ulaşabilir, birincil önlem matrisin daha fazla krom içinde çözülmesini sağlamaktır.
2.1.4 vanadyum ve niyobyum hayati karbür oluşturan elementlerdir. Karbon ile ince ve kararlı bir alaşım karbür oluşturmak için eklendiğinde, katı bir difüzyon güçlendirme etkisi vardır.
2.1.5 Molibden ilavesi esas olarak çeliğin termal dayanımını artırır ve katı çözeltileri güçlendirir.

2.2 Mekanik Özellikler

T91 kütüğü, normalizasyon + yüksek sıcaklıkta temperleme için son ısıl işlemden sonra, oda sıcaklığında çekme dayanımı ≥ 585 MPa, oda sıcaklığında akma dayanımı ≥ 415 MPa, sertlik ≤ 250 HB, uzama (standart dairesel numunenin 50 mm aralığı) ≥ 20%, izin verilen gerilim değeri [σ] 650 ℃ = 30 MPa'dır.

Isıl işlem süreci: 1040 ℃ normalleştirme sıcaklığı, en az 10 dakika tutma süresi, 730 ~ 780 ℃ temperleme sıcaklığı, en az bir saat tutma süresi.

2.3 Kaynak performansı

Uluslararası Kaynak Enstitüsü'nün önerdiği Karbon eşdeğeri formülüne göre T91 çeliğinin karbon eşdeğeri 2.43% olarak hesaplanmakta olup, gözle görülür T91 kaynak kabiliyeti zayıftır.
Çelik tekrar ısınmaya ve çatlamaya meyilli değildir.

2.3.1 T91 kaynaklamada sorunlar

2.3.1.1 Isıdan etkilenen bölgedeki sertleşmiş yapının çatlaması
T91 soğutma kritik hızı düşüktür, ostenit çok kararlıdır ve standart perlit dönüşümü sırasında soğuma hızlı gerçekleşmez. Martenzite ve kaba organizasyona dönüşmesi için daha düşük bir sıcaklığa (yaklaşık 400 ℃) soğutulması gerekir.
Çeşitli organizasyonların ısıdan etkilenen bölgesi tarafından üretilen kaynak, farklı yoğunluklara, genleşme katsayılarına ve ısıtma ve soğutma sürecinde farklı kafes biçimlerine sahiptir, kaçınılmaz olarak farklı hacim genleşmesi ve büzülmesi eşlik edecektir; diğer yandan, kaynak ısıtması nedeniyle düzensiz ve yüksek sıcaklık özelliklerine sahip olduğundan, T91 kaynaklı bağlantılar muazzam iç gerilmelerdir. Karmaşık bir gerilme durumunda olan sertleştirilmiş kaba martensit organizasyon bağlantıları, aynı zamanda, kaynak soğutma işlemi hidrojen difüzyonu kaynaktan dikişe yakın alana, hidrojenin varlığı martensit gevrekleşmesine katkıda bulunmuştur, bu etkilerin birleşimi, söndürülmüş alanda soğuk çatlaklar üretmek kolaydır.

2.3.1.2 Isıdan etkilenen bölge tane büyümesi
Kaynak termal çevrimi, özellikle maksimum ısıtma sıcaklığına hemen bitişik füzyon bölgesinde, kaynaklı eklemlerin ısıdan etkilenen bölgesindeki tane büyümesini önemli ölçüde etkiler. Soğuma hızı küçük olduğunda, kaynaklı ısıdan etkilenen bölge kaba masif ferrit ve karbür organizasyonuna sahip olacak ve böylece çeliğin plastisitesi önemli ölçüde azalacaktır; soğutma hızı kaba martensit organizasyonunun üretimi nedeniyle önemlidir, ancak ayrıca kaynaklı eklemlerin plastisitesi azalacaktır.

2.3.1.3 Yumuşatılmış tabakanın oluşturulması
T91 çeliği temperlenmiş halde kaynaklandığında, ısıdan etkilenen bölge kaçınılmaz bir yumuşama tabakası üretir, bu da perlit ısıya dayanıklı çeliğin yumuşamasından daha şiddetlidir. Yumuşama, daha yavaş ısıtma ve soğutma oranlarına sahip özellikler kullanıldığında daha belirgindir. Ayrıca, yumuşatılmış tabakanın genişliği ve füzyon hattından uzaklığı, kaynak, ön ısıtma ve kaynak sonrası ısıl işlemin ısıtma koşulları ve özellikleriyle ilgilidir.

2.3.1.4 Gerilim korozyon çatlaması
T91 çeliği kaynak sonrası ısıl işlemden önce soğutma sıcaklığı genellikle 100 ℃'den az değildir. Soğutma oda sıcaklığındaysa ve ortam nispeten nemliyse, stres korozyon çatlaması kolaydır. Alman yönetmelikleri: Kaynak sonrası ısıl işlemden önce, 150 ℃'nin altına soğutulmalıdır. Daha kalın iş parçaları, köşe kaynakları ve zayıf geometri durumunda, soğutma sıcaklığı 100 ℃'den az değildir. Oda sıcaklığında ve nemde soğutma kesinlikle yasaktır, aksi takdirde stres korozyon çatlakları üretmek kolaydır.

2.3.2 Kaynak işlemi

2.3.2.1 Kaynak yöntemi: Manuel kaynak, tungsten kutuplu gaz korumalı veya eritme kutuplu otomatik kaynak kullanılabilir.
2.3.2.2 Kaynak malzemesi: WE690 kaynak teli veya kaynak çubuğu seçilebilir.

Kaynak malzemesi seçimi:
(1) Aynı tür çeliğin kaynaklanması – CM-9Cb manuel kaynak çubuğu yapmak için manuel kaynak kullanılabiliyorsa, TGS-9Cb yapmak için tungsten gaz korumalı kaynak kullanılabilir, MGS-9Cb teli yapmak için eritme direği otomatik kaynak kullanılabilir;
(2) farklı çelik kaynaklama – örneğin, mevcut ERNiCr-3 kaynak sarf malzemeleri ile ostenitik paslanmaz çelik kaynaklama.

2.3.2.3 Kaynak işlemi noktaları:
(1) kaynak öncesi ön ısıtma sıcaklığının seçimi
T91 çeliğinin Ms noktası yaklaşık 400 ℃'dir; ön ısıtma sıcaklığı genellikle 200 ~ 250 ℃'de seçilir. Ön ısıtma sıcaklığı çok yüksek olamaz. Aksi takdirde, eklem soğuma hızı azalır, bu da tane sınırlarındaki kaynaklı eklemlerde karbür çökelmesi ve ferrit organizasyonunun oluşmasına neden olabilir, böylece oda sıcaklığında çelik kaynaklı eklemlerin darbe tokluğu önemli ölçüde azalır. Almanya 180 ~ 250 ℃'lik bir ön ısıtma sıcaklığı sağlar; USCE 120 ~ 205 ℃'lik bir ön ısıtma sıcaklığı sağlar.

(2) kaynak kanalı / ara katman sıcaklığının seçimi
Ara katman sıcaklığı ön ısıtma sıcaklığının alt sınırından düşük olmamalıdır. Yine de, ön ısıtma sıcaklığının seçimiyle olduğu gibi, ara katman sıcaklığı çok yüksek olamaz. T91 kaynak ara katman sıcaklığı genellikle 200 ~ 300 ℃'de kontrol edilir. Fransız yönetmelikleri: ara katman sıcaklığı 300 ℃'yi geçmez. ABD yönetmelikleri: ara katman sıcaklığı 170 ~ 230 ℃ arasında bulunabilir.

(3) kaynak sonrası ısıl işlem başlangıç sıcaklığının seçimi
T91, 80 ~ 100 ℃ / saat kaynak sonrası soğutma hızıyla, tavlama işleminden önce Ms noktasının altına kadar kaynak sonrası soğutma ve belirli bir süre tutma gerektirir. Yalıtılmazsa, eklem ostenitik organizasyonu tam olarak dönüşmeyebilir; tavlama ısıtması, ostenitik tane sınırları boyunca karbür çökelmesini teşvik ederek organizasyonu çok kırılgan hale getirir. Ancak, T91, kaynak sonrası tavlamadan önce oda sıcaklığına soğutulamaz çünkü kaynaklı bağlantıları oda sıcaklığına soğutulduğunda soğuk çatlama tehlikelidir. T91 için, 100 ~ 150 ℃'lik en iyi kaynak sonrası ısıl işlem başlangıç sıcaklığı ve bir saat tutma, tam organizasyon dönüşümünü sağlayabilir.

(4) kaynak sonrası ısıl işlem tavlama sıcaklığı, tutma süresi, tavlama soğutma oranı seçimi
Tavlama sıcaklığı: T91 çeliğinin soğuk çatlama eğilimi daha önemlidir ve belirli koşullar altında gecikmiş çatlamaya eğilimlidir, bu nedenle kaynaklı bağlantılar kaynaktan sonraki 24 saat içinde temperlenmelidir. T91 kaynak sonrası çıta martenzitinin organizasyonu, temperlemeden sonra temperlenmiş martenzite değiştirilebilir; performansı çıta martenzitinden üstündür. Tavlama sıcaklığı düşüktür; temperleme etkisi belirgin değildir; kaynak metali yaşlanmaya ve gevrekleşmeye kolaydır; temperleme sıcaklığı çok yüksektir (AC1 çizgisinden daha fazla), bağlantı tekrar östenitlenebilir ve sonraki soğutma işleminde yeniden söndürülebilir. Aynı zamanda, bu makalede daha önce açıklandığı gibi, temperleme sıcaklığını belirlerken bağlantı yumuşatma tabakasının etkisi de dikkate alınmalıdır. Genel olarak, T91 temperleme sıcaklığı 730 ~ 780 ℃'dir.
Tutma süresi: T91'in organizasyonunun tamamen temperlenmiş martenzite dönüşmesini sağlamak için en az bir saatlik kaynak sonrası temperleme tutma süresine ihtiyacı vardır.
Tavlama soğutma hızı: T91 çelik kaynaklı birleştirmelerde kalıntı gerilimi azaltmak için soğutma hızı 5℃/dak'dan az olmalıdır.
Genel olarak T91 çelik kaynak prosesinin sıcaklık kontrol prosesi içerisindeki durumu aşağıdaki şekilde kısaca ifade edilebilir:

T91 çelik borunun kaynak işleminde sıcaklık kontrol süreci

T91 çelik borunun kaynak işleminde sıcaklık kontrol süreci

III. ASME SA213 T91'in anlaşılması

3.1 T91 çeliği, alaşımlama ilkesine göre, özellikle az miktarda niyobyum, vanadyum ve diğer eser elementlerin eklenmesiyle, 12 Cr1MoV çeliğine kıyasla yüksek sıcaklık mukavemetini ve oksidasyon direncini önemli ölçüde artırır, ancak kaynak performansı zayıftır.
3.2 T91 çeliği kaynak sırasında soğuk çatlamaya daha fazla eğilimlidir ve 200 ~ 250 ℃'ye kadar ön kaynak ısıtması yapılması gerekir, ara katman sıcaklığı 200 ~ 300 ℃'de tutulur, bu da soğuk çatlakları etkili bir şekilde önleyebilir.
3.3 T91 çelik kaynak sonrası ısıl işlem 100 ~ 150 ℃'ye soğutulmalı, yalıtım bir saat, ısıtma ve temperleme sıcaklığı 730 ~ 780 ℃'ye kadar, yalıtım süresi en az bir saat olmalı ve son olarak, oda sıcaklığına 5 ℃ / dakikadan fazla olmayan hızda soğutulmalıdır.

IV. ASME SA213 T91 Üretim Süreci

SA213 T91'in üretim süreci eritme, delme ve haddeleme gibi çeşitli yöntemler gerektirir. Eritme süreci, çelik borunun mükemmel korozyon direncine sahip olmasını sağlamak için kimyasal bileşimi kontrol etmelidir. Delme ve haddeleme süreçleri, gerekli mekanik özellikleri ve boyut doğruluğunu elde etmek için hassas sıcaklık ve basınç kontrolü gerektirir. Ayrıca, çelik boruların iç gerilimleri gidermek ve korozyon direncini artırmak için ısıl işleme tabi tutulması gerekir.

V. ASME SA213 T91 Uygulamaları

ASME SA213 T91 yüksek kromlu ısıya dayanıklı bir çeliktir, esas olarak yüksek sıcaklıklı süper ısıtıcılar ve tekrar ısıtıcılar ile metal duvar sıcaklıkları 625°C'yi aşmayan alt kritik ve süper kritik güç istasyonu kazanlarının diğer basınçlı parçalarının üretiminde kullanılır ve ayrıca basınçlı kapların ve nükleer enerjinin yüksek sıcaklıklı basınçlı parçaları olarak da kullanılabilir. SA213 T91 mükemmel sürünme direncine sahiptir ve yüksek sıcaklıklarda ve uzun süreli yükler altında sabit boyut ve şekli koruyabilir. Başlıca uygulamaları arasında kazanlar, süper ısıtıcılar, ısı eşanjörleri ve güç, kimya ve petrol endüstrilerindeki diğer ekipmanlar bulunur. Petrokimya endüstrisinin yüksek basınçlı kazanlarının, ekonomizer tüplerinin, süper ısıtıcılarının, tekrar ısıtıcılarının ve tüplerinin su soğutmalı duvarlarında yaygın olarak kullanılır.

NACE MR0175 ISO 15156 ve NACE MR0103 ISO 17495-1

NACE MR0175/ISO 15156 ve NACE MR0103/ISO 17495-1

/içinde /tarafından

giriiş

Petrol ve gaz endüstrisinde, özellikle kara ve deniz ortamlarında, agresif koşullara maruz kalan malzemelerin uzun ömürlü ve güvenilir olmasını sağlamak çok önemlidir. NACE MR0175/ISO 15156 ve NACE MR0103/ISO 17495-1 gibi standartlar burada devreye girer. Her iki standart da ekşi servis ortamlarında malzeme seçimi için kritik rehberlik sağlar. Ancak, aralarındaki farkları anlamak, operasyonlarınız için doğru malzemeleri seçmek için önemlidir.

Bu blog yazısında, aralarındaki temel farkları inceleyeceğiz. NACE MR0175/ISO 15156 ve NACE MR0103/ISO 17495-1ve bu standartlarda gezinen petrol ve gaz profesyonellerine pratik tavsiyeler sunacağız. Ayrıca, özellikle zorlu petrol ve gaz sahası ortamları bağlamında bu standartların sağladığı belirli uygulamaları, zorlukları ve çözümleri tartışacağız.

NACE MR0175/ISO 15156 ve NACE MR0103/ISO 17495-1 Nedir?

NACE MR0175/ISO 15156:
Bu standart, hidrojen sülfürün (H₂S) mevcut olduğu ekşi gaz ortamlarında malzeme seçimi ve korozyon kontrolünü yönetmek için küresel olarak tanınır. Kara ve deniz petrol ve gaz operasyonlarında kullanılan malzemelerin tasarımı, üretimi ve bakımı için yönergeler sağlar. Amaç, boru hatları, vanalar ve kuyu başları gibi kritik ekipmanların bütünlüğünü tehlikeye atabilen hidrojen kaynaklı çatlama (HIC), sülfür gerilim çatlaması (SSC) ve gerilim korozyon çatlaması (SCC) ile ilişkili riskleri azaltmaktır.

NACE MR0103/ISO 17495-1:
Diğer taraftan, NACE MR0103/ISO 17495-1 öncelikli olarak ekşi hizmete maruz kalmanın meydana gelebileceği rafineri ve kimyasal işleme ortamlarında kullanılan malzemelere odaklanır, ancak kapsamı biraz farklıdır. Hafif aşındırıcı koşullara maruz kalan ekipman gereksinimlerini kapsar ve malzemelerin, korozyon riskinin yukarı akış petrol ve gaz operasyonlarına kıyasla daha düşük olduğu damıtma veya çatlatma gibi belirli rafineri süreçlerinin agresif doğasına dayanabilmesini sağlamaya vurgu yapar.

NACE MR0175 ISO 15156 ve NACE MR0103 ISO 17495-1

NACE MR0175 ISO 15156 ve NACE MR0103 ISO 17495-1

Temel Farklar: NACE MR0175/ISO 15156 ve NACE MR0103/ISO 17495-1

Artık her standardın genel bir görünümüne sahip olduğumuza göre, sahada malzeme seçimini etkileyebilecek farklılıkları vurgulamak önemlidir. Bu ayrımlar, malzemelerin performansını ve operasyonların güvenliğini önemli ölçüde etkileyebilir.

1. Uygulama Kapsamı

Aradaki temel fark NACE MR0175/ISO 15156 ve NACE MR0103/ISO 17495-1 uygulama kapsamına bağlıdır.

NACE MR0175/ISO 15156 hidrojen sülfürün mevcut olduğu ekşi servis ortamlarında kullanılan ekipmanlar için tasarlanmıştır. Petrol ve gazın keşfi, üretimi ve taşınması gibi yukarı akış faaliyetlerinde, özellikle ekşi gazla (hidrojen sülfür içeren gaz) uğraşan açık deniz ve kara sahalarında hayati öneme sahiptir.

NACE MR0103/ISO 17495-1, ekşi gaz servisine hitap ederken, özellikle ekşi gazın rafinasyon, damıtma ve kraking gibi işlemlerde kullanıldığı rafinasyon ve kimya endüstrilerine daha fazla odaklanmaktadır.

2. Çevresel Şiddet

Bu standartların uygulanmasında çevresel koşullar da önemli bir etkendir. NACE MR0175/ISO 15156 ekşi hizmetin daha şiddetli koşullarını ele alır. Örneğin, daha aşındırıcı olan ve hidrojen kaynaklı çatlama (HIC) ve sülfür gerilim çatlaması (SSC) gibi mekanizmalar yoluyla malzeme bozulması için daha yüksek risk oluşturan daha yüksek hidrojen sülfür konsantrasyonlarını kapsar.

Tersine, NACE MR0103/ISO 17495-1 rafineri ve kimyasal tesis ortamlarında hala kritik olsa da hidrojen sülfür maruziyeti açısından daha az şiddetli olabilecek ortamları dikkate alır. Rafinasyon süreçlerinde yer alan sıvıların kimyasal bileşimi ekşi gaz sahalarında karşılaşılanlar kadar agresif olmayabilir ancak yine de korozyon riskleri sunar.

3. Malzeme gereksinimleri

Her iki standart da malzeme seçimi için belirli kriterler sağlar, ancak katı gereklilikleri bakımından farklılık gösterirler. NACE MR0175/ISO 15156 malzemelerde hidrojenle ilgili korozyonu önlemeye daha fazla önem verir, bu da çok düşük hidrojen sülfür konsantrasyonlarında bile meydana gelebilir. Bu standart, ekşi ortamlarda SSC, HIC ve korozyon yorgunluğuna dayanıklı malzemeler gerektirir.

Diğer taraftan, NACE MR0103/ISO 17495-1 hidrojenle ilgili çatlama açısından daha az kısıtlayıcıdır ancak rafinasyon süreçlerinde aşındırıcı maddelerle başa çıkabilen malzemeler gerektirir ve genellikle belirli hidrojenle ilgili risklerden ziyade genel korozyon direncine odaklanır.

4. Test ve Doğrulama

Her iki standart da malzemelerin ilgili ortamlarda performans göstereceğinden emin olmak için test ve doğrulama gerektirir. Ancak, NACE MR0175/ISO 15156 daha kapsamlı testler ve ekşi servis koşulları altında malzeme performansının daha ayrıntılı doğrulanmasını gerektirir. Testler, ekşi gaz ortamlarıyla ilişkili SSC, HIC ve diğer arıza modları için özel kılavuzlar içerir.

NACE MR0103/ISO 17495-1, malzeme testi de gerektirse de, test kriterleri açısından genellikle daha esnektir ve hidrojen sülfürle ilgili risklere özel olarak odaklanmak yerine malzemelerin genel korozyon direnci standartlarını karşılamasını sağlamaya odaklanır.

NACE MR0175/ISO 15156 ile NACE MR0103/ISO 17495-1 Arasındaki Farkı Neden Önemsemelisiniz?

Bu farklılıkları anlamak, malzeme arızalarını önlemeye, operasyonel güvenliği sağlamaya ve endüstri yönetmeliklerine uymaya yardımcı olabilir. İster açık deniz petrol platformunda, ister boru hattı projesinde veya bir rafineride çalışıyor olun, bu standartlara uygun malzemeleri kullanmak maliyetli arızalara, beklenmeyen duruşlara ve olası çevresel tehlikelere karşı koruma sağlayacaktır.

Petrol ve gaz operasyonları için, özellikle kara ve denizdeki ekşi servis ortamlarında, NACE MR0175/ISO 15156 başvurulan standarttır. Malzemelerin en zorlu ortamlara dayanmasını sağlar ve felaketle sonuçlanabilecek SSC ve HIC gibi riskleri azaltır.

Buna karşılık, rafinasyon veya kimyasal işleme operasyonları için, NACE MR0103/ISO 17495-1 daha özel rehberlik sunar. Malzemelerin, petrol ve gaz çıkarma ile karşılaştırıldığında ekşi gazlı ancak daha az agresif koşullara sahip ortamlarda etkili bir şekilde kullanılmasını sağlar. Buradaki odak noktası, işleme ortamlarındaki genel korozyon direncidir.

Petrol ve Gaz Profesyonelleri İçin Pratik Rehberlik

Her iki kategorideki projeler için malzeme seçerken aşağıdakileri göz önünde bulundurun:

Çevrenizi Anlayın: Operasyonunuzun ekşi gaz çıkarma (yukarı akış) veya rafinasyon ve kimyasal işleme (aşağı akış) ile ilgili olup olmadığını değerlendirin. Bu, hangi standardın uygulanacağını belirlemenize yardımcı olacaktır.

Malzeme seçimi: Çevresel koşullara ve hizmet türüne (ekşi gaz veya rafinasyon) bağlı olarak ilgili standarda uygun malzemeleri seçin. Paslanmaz çelikler, yüksek alaşımlı malzemeler ve korozyona dayanıklı alaşımlar genellikle ortamın ciddiyetine bağlı olarak önerilir.

Test ve Doğrulama: Tüm malzemelerin ilgili standartlara göre test edildiğinden emin olun. Ekşi gaz ortamları için SSC, HIC ve korozyon yorgunluğu için ek testler gerekebilir.

Uzmanlara Danışın: Korozyon uzmanlarına veya bu konuda bilgi sahibi malzeme mühendislerine danışmak her zaman iyi bir fikirdir. NACE MR0175/ISO 15156 ve NACE MR0103/ISO 17495-1 optimum malzeme performansını sağlamak için.

Çözüm

Sonuç olarak, arasındaki farkı anlamak NACE MR0175/ISO 15156 ve NACE MR0103/ISO 17495-1 Hem yukarı hem de aşağı akış petrol ve gaz uygulamaları için malzeme seçimi konusunda bilinçli kararlar almak için önemlidir. Operasyonunuz için uygun standardı seçerek, ekipmanınızın uzun vadeli bütünlüğünü garanti altına alır ve uygunsuz şekilde belirtilen malzemelerden kaynaklanabilecek felaket niteliğindeki arızaları önlemeye yardımcı olursunuz. İster açık deniz sahalarında ekşi gazla çalışıyor olun, ister rafinerilerde kimyasal işleme yapıyor olun, bu standartlar varlıklarınızı korumak ve güvenliği sağlamak için gerekli yönergeleri sağlayacaktır.

Hangi standardı takip edeceğinizden emin değilseniz veya malzeme seçimi konusunda daha fazla yardıma ihtiyacınız varsa, özel tavsiyeler için bir malzeme uzmanına ulaşın. NACE MR0175/ISO 15156 ve NACE MR0103/ISO 17495-1 ve projelerinizin hem güvenli hem de sektörün en iyi uygulamalarıyla uyumlu olmasını sağlayın.