Ống ASTM A335 ASME SA335 P92 SMLS

Sự tiến hóa của cấu trúc vi mô của thép P92 ở các nhiệt độ đẳng nhiệt khác nhau

/TRONG /qua

Sự tiến hóa của cấu trúc vi mô của thép P92 ở các nhiệt độ đẳng nhiệt khác nhau

Thép P92 chủ yếu được sử dụng trong các nồi hơi siêu tới hạn, đường ống siêu áp suất cao và các thiết bị nhiệt độ cao và áp suất cao khác. Thép P92 có trong thành phần hóa học của thép P91 dựa trên việc bổ sung các nguyên tố vi lượng của các nguyên tố W và B, làm giảm hàm lượng Mo, thông qua các ranh giới hạt của quá trình gia cường và phân tán được gia cường theo nhiều cách khác nhau, để cải thiện hiệu suất toàn diện của thép P92, thép P92 so với thép P91 có khả năng chống oxy hóa và chống ăn mòn tốt hơn. Một quy trình gia công nóng là điều cần thiết để sản xuất ống thép P92. Công nghệ xử lý nhiệt có thể loại bỏ các khuyết tật bên trong phát sinh trong quá trình sản xuất và làm cho hiệu suất của thép đáp ứng được nhu cầu của các điều kiện làm việc. Loại và trạng thái của tổ chức trong quá trình gia công nóng là những yếu tố chính ảnh hưởng đến hiệu suất để đáp ứng tiêu chuẩn. Do đó, bài báo này phân tích tổ chức của ống thép P92 ở các nhiệt độ đẳng nhiệt khác nhau để làm sáng tỏ sự tiến hóa về tổ chức của ống thép P92 ở các nhiệt độ khác nhau, không chỉ cung cấp thông tin hỗ trợ cho việc phân tích tổ chức và kiểm soát hiệu suất của quá trình gia công nóng thực tế mà còn đặt cơ sở thực nghiệm cho sự phát triển của quá trình gia công nóng.

1. Vật liệu và phương pháp thử nghiệm

1.1 Tài liệu kiểm tra

Thép được thử nghiệm là ống thép P92 trong điều kiện sử dụng (tôi ở nhiệt độ 1060℃ + ram ở nhiệt độ 760℃), thành phần hóa học của nó được thể hiện trong Bảng 1. Một mẫu hình trụ có kích thước ϕ4 mm × 10 mm được cắt ở phần giữa của ống thành phẩm tại một vị trí cụ thể theo hướng chiều dài và sử dụng máy đo giãn nở khi tôi để nghiên cứu sự biến đổi mô ở các nhiệt độ khác nhau.

Bảng 1 Thành phần hóa học chính của thép P92 theo phần khối lượng (%)

Yếu tố C Sĩ Mn Cr Ni Mơ V. Al B Nb W Fe
% 0.13 0.2 0.42 8.67 0.25 0.48 0.19 0.008 0.002 0.05 1.51 Sự cân bằng

1.2 Quy trình thử nghiệm

Sử dụng máy đo giãn nở nhiệt dập tắt L78, làm nóng 0,05 ℃ / giây lên đến 1050 ℃ cách điện 15 phút, làm mát 200 ℃ / giây xuống nhiệt độ phòng. Đo điểm tới hạn của sự thay đổi pha của vật liệu Ac1 là 792,4 ℃, Ac3 là 879,8 ℃, Ms là 372,3 ℃. Các mẫu vật được nung nóng lên đến 1050°C với tốc độ 10°C/giây và giữ trong 15 phút, sau đó làm nguội xuống các nhiệt độ khác nhau (770, 740, 710, 680, 650, 620, 520, 430, 400, 370, 340, 310, 280, 250, 190 và 160°C) với tốc độ 150°C/giây và giữ trong các khoảng thời gian khác nhau (620°C trở xuống trong 1 giờ, 620°C trở lên trong 25 giờ). 620 ℃ trở lên giữ trong 25 giờ), đầu đẳng nhiệt của nguồn điện sẽ tắt để mẫu vật được làm mát bằng không khí đến nhiệt độ phòng.1.3 Phương pháp thử nghiệm

Sau khi mài và đánh bóng bề mặt của mẫu vật theo các quy trình khác nhau, bề mặt của mẫu vật được ăn mòn bằng nước cường toan. Kính hiển vi AXIOVERT 25 Zeiss và kính hiển vi điện tử quét môi trường QWANTA 450 được sử dụng để quan sát và phân tích tổ chức; sử dụng máy kiểm tra độ cứng HVS-50 Vickers (tải trọng 1kg), các phép đo độ cứng được thực hiện tại một số vị trí trên bề mặt của mỗi mẫu vật và giá trị trung bình được lấy làm giá trị độ cứng của mẫu vật.

2. Kết quả thử nghiệm và phân tích

2.1 Tổ chức và phân tích nhiệt độ đẳng nhiệt khác nhau

Hình 1 cho thấy cấu trúc vi mô của thép P92 sau khi austenit hóa hoàn toàn ở 1050°C trong thời gian khác nhau ở các nhiệt độ khác nhau. Hình 1(a) cho thấy cấu trúc vi mô của thép P92 sau khi đẳng nhiệt ở 190℃ trong 1 giờ. Từ Hình 1(a2), có thể thấy rằng tổ chức ở nhiệt độ phòng của nó là martensite (M). Từ Hình 1(a3), có thể thấy rằng martensite thể hiện các đặc điểm giống như thanh. Vì điểm Ms của thép là khoảng 372°C, nên quá trình chuyển đổi pha martensite xảy ra ở nhiệt độ đẳng nhiệt dưới điểm Ms, tạo thành martensite và hàm lượng cacbon của thép P92 thuộc phạm vi thành phần cacbon thấp; hình thái giống như thanh đặc trưng cho martensite.

Hình 1(a) cho thấy cấu trúc vi mô của thép P92 sau 1 giờ đẳng nhiệt ở 190°C

Hình 1(a) cho thấy cấu trúc vi mô của thép P92 sau 1 giờ đẳng nhiệt ở 190°C

Hình 1(b) cho cấu trúc vi mô của thép P92 ở nhiệt độ đẳng nhiệt 430℃ 1h. Khi nhiệt độ đẳng nhiệt tăng lên 430°C, thép P92 đạt đến vùng chuyển đổi bainit. Vì thép chứa các nguyên tố Mo, B và W nên các nguyên tố này có ít tác động đến quá trình chuyển đổi bainit trong khi làm chậm quá trình chuyển đổi perlit. Do đó, thép P92 ở nhiệt độ cách nhiệt 430℃ 1h, tổ chức một lượng bainit nhất định. Sau đó, austenit quá lạnh còn lại được chuyển thành martensite khi làm mát bằng không khí.

Hình 1(b) cho cấu trúc vi mô của thép P92 ở nhiệt độ đẳng nhiệt 430 ℃ 1h

Hình 1(b) cho cấu trúc vi mô của thép P92 ở nhiệt độ đẳng nhiệt 430 ℃ 1h

Hình 1(c) cho thấy cấu trúc vi mô của thép P92 ở nhiệt độ đẳng nhiệt 520℃ 1h. Khi nhiệt độ đẳng nhiệt 520℃, các nguyên tố hợp kim Cr, Mo, Mn, v.v., để quá trình chuyển đổi perlit bị ức chế, điểm bắt đầu của quá trình chuyển đổi bainit (điểm Bs) bị giảm, do đó trong một phạm vi nhiệt độ cụ thể sẽ xuất hiện vùng ổn định của austenit siêu lạnh. Hình 1(c) có thể thấy trong cách điện 520℃ 1h sau khi austenit siêu lạnh không xảy ra sau quá trình chuyển đổi, tiếp theo là làm mát bằng không khí để tạo thành martensite; tổ chức nhiệt độ phòng cuối cùng là martensite.

Hình 1(c) cho thấy cấu trúc vi mô của thép P92 ở nhiệt độ đẳng nhiệt 520 ℃ 1h

Hình 1(c) cho thấy cấu trúc vi mô của thép P92 ở nhiệt độ đẳng nhiệt 520 ℃ 1h

Hình 1 (d) đối với thép P92 ở nhiệt độ 650 ℃ đẳng nhiệt 25h cấu trúc vi mô cho martensite + perlite. Như thể hiện trong Hình 1 (d3), perlite cho thấy đặc điểm phiến không liên tục, và carbide trên bề mặt cho thấy sự kết tủa thanh ngắn. Điều này là do các nguyên tố hợp kim thép P92 Cr, Mo, V, v.v. cải thiện độ ổn định của austenite quá lạnh đồng thời để hình thái perlite thép P92 thay đổi, nghĩa là carbide trong thân perlite của carbide đối với thanh ngắn, thân perlite này được gọi là lớp perlite. Đồng thời, nhiều hạt pha thứ hai mịn đã được tìm thấy trong tổ chức.

Hình 1 (d) cho thép P92 ở nhiệt độ 650 ℃ đẳng nhiệt 25h cấu trúc vi mô cho martensit + perlit

Hình 1 (d) cho thép P92 ở nhiệt độ 650 ℃ đẳng nhiệt 25h cấu trúc vi mô cho martensit + perlit

Hình 1(e) cho thấy cấu trúc vi mô của thép P92 ở nhiệt độ đẳng nhiệt 740℃ 25h. Ở nhiệt độ đẳng nhiệt 740°C, đầu tiên sẽ có sự kết tủa ferit khối eutectic và sau đó là sự phân hủy eutectic austenit, dẫn đến tổ chức giống như perlit. So với nhiệt độ đẳng nhiệt 650°C (xem Hình 1(d3)), tổ chức perlit trở nên thô hơn khi nhiệt độ đẳng nhiệt tăng lên và đặc tính hai pha của perlit, tức là ferit và carburit dưới dạng thanh ngắn, có thể nhìn thấy rõ ràng.

Hình 1(e) cho thấy cấu trúc vi mô của thép P92 ở nhiệt độ đẳng nhiệt 740 ℃ 25h

Hình 1(e) cho thấy cấu trúc vi mô của thép P92 ở nhiệt độ đẳng nhiệt 740 ℃ 25h

Hình 1(f) cho thấy cấu trúc vi mô của thép P92 ở nhiệt độ đẳng nhiệt 770°C trong 25h. Ở nhiệt độ đẳng nhiệt 770°C, với sự kéo dài của thời gian đẳng nhiệt, sự kết tủa ferit xảy ra trước, sau đó austenit quá lạnh trải qua quá trình phân hủy eutectic để tạo thành tổ chức ferit + perlit. Với sự gia tăng của nhiệt độ đẳng nhiệt, hàm lượng ferit eutectic đầu tiên tăng lên và hàm lượng perlit giảm xuống. Do các nguyên tố hợp kim thép P92, các nguyên tố hợp kim hòa tan vào austenit làm tăng khả năng tôi của austenit, độ khó của quá trình phân hủy eutectic trở nên rộng hơn, do đó phải có thời gian đẳng nhiệt đủ dài để thực hiện quá trình phân hủy eutectic của nó, hình thành tổ chức perlit.

Hình 1(f) cho thấy cấu trúc vi mô của thép P92 ở nhiệt độ đẳng nhiệt 770°C trong 25 giờ

Hình 1(f) cho thấy cấu trúc vi mô của thép P92 ở nhiệt độ đẳng nhiệt 770°C trong 25 giờ

Phân tích phổ năng lượng được thực hiện trên các mô có hình thái khác nhau trong Hình 1(f2) để xác định thêm loại mô, như thể hiện trong Bảng 2. Từ Bảng 2, có thể thấy rằng hàm lượng cacbon của các hạt màu trắng cao hơn các tổ chức khác và các nguyên tố hợp kim Cr, Mo và V nhiều hơn, khi phân tích hạt này để tìm các hạt cacbua tổng hợp kết tủa trong quá trình làm nguội; so sánh mà nói, hàm lượng cacbon trong tổ chức phiến không liên tục là thứ hai từ thấp nhất và hàm lượng cacbon trong tổ chức khối là ít nhất. Vì perlit là tổ chức hai pha của cacbon và ferit nên hàm lượng cacbon trung bình cao hơn hàm lượng cacbon trong ferit; kết hợp với phân tích nhiệt độ và hình thái đẳng nhiệt, có thể xác định thêm rằng tổ chức phiến giống như perlit và tổ chức khối đầu tiên là ferit eutectic.

Phân tích quang phổ của thép P92, được xử lý đẳng nhiệt ở 770 °C trong 25 giờ, được viết dưới dạng bảng với các phân số nguyên tử (%)

Kết cấu C Nb Mơ Ti V. Cr Mn Fe W
Hạt trắng 11.07 0.04 0.94 0.02 2.16 8.36 2.64 54.77 2.84
Cấu trúc khối 9.31 0.04 0.95 0.2 0.32 8.42 0.74 85.51 10.21
Cấu trúc phân lớp 5.1 0 0.09 0.1 0.33 7.3 0.35 85.65 0.69

2.2 Độ cứng vi mô và phân tích

Nhìn chung, trong quá trình làm nguội thép hợp kim chứa các nguyên tố như W và Mo, ba loại chuyển đổi tổ chức xảy ra trong austenit quá lạnh: chuyển đổi martensit ở vùng nhiệt độ thấp, chuyển đổi bainit ở vùng nhiệt độ trung bình và chuyển đổi perlit ở vùng nhiệt độ cao. Các tiến hóa tổ chức khác nhau dẫn đến độ cứng khác nhau. Hình 2 cho thấy sự thay đổi của đường cong độ cứng của thép P92 ở các nhiệt độ đẳng nhiệt khác nhau. Từ Hình 2, có thể thấy rằng khi nhiệt độ đẳng nhiệt tăng, độ cứng cho thấy xu hướng giảm trước, sau đó tăng và cuối cùng là giảm. Khi nhiệt độ đẳng nhiệt 160 ~ 370 ℃, xảy ra chuyển đổi martensit, độ cứng Vickers từ 516HV đến 457HV. Khi nhiệt độ đẳng nhiệt là 400 ~ 620 ℃, xảy ra một lượng nhỏ chuyển đổi bainit và độ cứng 478HV tăng lên 484HV; do biến đổi bainit nhỏ nên độ cứng không thay đổi nhiều. Khi nhiệt độ đẳng nhiệt là 650 ℃, một lượng nhỏ perlit hình thành, với độ cứng là 410HV. khi nhiệt độ đẳng nhiệt là 680 ~ 770 ℃, sự hình thành tổ chức ferit + perlit, độ cứng từ 242HV đến 163HV. do biến đổi của thép P92 ở các nhiệt độ khác nhau trong tổ chức chuyển tiếp là khác nhau, trong vùng biến đổi martensitic nhiệt độ thấp, khi nhiệt độ đẳng nhiệt thấp hơn điểm Ms, với sự gia tăng nhiệt độ, hàm lượng martensitic giảm, độ cứng giảm; ở giữa quá trình biến đổi của thép P92 ở các nhiệt độ khác nhau, khi nhiệt độ đẳng nhiệt thấp hơn điểm Ms, với sự gia tăng nhiệt độ, hàm lượng martensitic giảm, độ cứng giảm; trong vùng biến đổi bainit nhiệt độ trung bình, vì lượng biến đổi bainit nhỏ nên độ cứng không thay đổi nhiều; Trong vùng biến đổi perlit nhiệt độ cao, khi nhiệt độ đẳng nhiệt tăng, hàm lượng ferit eutectic đầu tiên tăng lên khiến độ cứng tiếp tục giảm, do đó khi nhiệt độ đẳng nhiệt tăng, độ cứng của vật liệu nói chung có xu hướng giảm và xu hướng thay đổi độ cứng và phân tích tổ chức phù hợp với xu hướng đó.

Sự thay đổi của đường cong độ cứng của thép P92 ở các nhiệt độ đẳng nhiệt khác nhau

Sự thay đổi của đường cong độ cứng của thép P92 ở các nhiệt độ đẳng nhiệt khác nhau

3. Kết luận

1) Điểm tới hạn Ac1 của thép P92 là 792,4 ℃, Ac3 là 879,8 ℃ và Ms là 372,3 ℃.

2) Thép P92 ở các nhiệt độ đẳng nhiệt khác nhau để có được tổ chức nhiệt độ phòng là khác nhau; trong đẳng nhiệt 160 ~ 370 ℃ 1h, tổ chức nhiệt độ phòng là martensit; trong đẳng nhiệt 400 ~ 430 ℃ 1h, tổ chức của một lượng nhỏ bainit + martensit; trong đẳng nhiệt 520 ~ 620 ℃ 1h, tổ chức tương đối ổn định, một khoảng thời gian ngắn (1h) không xảy ra trong quá trình biến đổi, tổ chức nhiệt độ phòng là martensit; trong đẳng nhiệt 650 ℃ 25h, tổ chức nhiệt độ phòng là perlit. h, tổ chức nhiệt độ phòng cho perlit + martensit; trong đẳng nhiệt 680 ~ 770 ℃ 25h, tổ chức chuyển đổi thành perlit + ferit eutectic đầu tiên.

3) Thép P92 austenit hóa ở Ac1 dưới nhiệt độ đẳng nhiệt, khi nhiệt độ đẳng nhiệt giảm, độ cứng của vật liệu nói chung có xu hướng tăng, đẳng nhiệt ở 770℃ sau khi xảy ra kết tủa ferit eutectic đầu tiên, chuyển hóa perlit, độ cứng thấp nhất, khoảng 163HV; đẳng nhiệt ở 160℃ sau khi xảy ra chuyển hóa martensitic, độ cứng cao nhất, khoảng 516HV.

ASME B31.3 so với ASME B31.1

ASME B31.1 so với ASME B31.3: Tìm hiểu về các quy định thiết kế đường ống

/TRONG /qua

Giới thiệu

Trong thiết kế và kỹ thuật đường ống, việc lựa chọn mã đường ống phù hợp là điều cần thiết để đảm bảo an toàn, hiệu quả và tuân thủ các tiêu chuẩn của ngành. Hai trong số các mã thiết kế đường ống được công nhận rộng rãi nhất là Tiêu chuẩn ASME B31.1 Và Tiêu chuẩn ASME B31.3. Mặc dù cả hai đều xuất phát từ Hiệp hội Kỹ sư Cơ khí Hoa Kỳ (ASME) và quản lý thiết kế và xây dựng hệ thống đường ống, nhưng ứng dụng của chúng lại khác nhau đáng kể. Hiểu về ASME B31.1 so với ASME B31.3 tranh luận là rất quan trọng để lựa chọn mã phù hợp cho dự án của bạn, cho dù dự án đó liên quan đến nhà máy điện, chế biến hóa chất hay cơ sở công nghiệp.

Tổng quan: ASME B31.1 so với ASME B31.3

What is ASME B31.3 or Process Piping Code?

Tiêu chuẩn ASME B31.1 là tiêu chuẩn quản lý thiết kế, xây dựng và bảo trì hệ thống đường ống nhà máy điện. Tiêu chuẩn này áp dụng cho hệ thống đường ống trong nhà máy điện, nhà máy công nghiệp và các cơ sở khác có liên quan đến phát điện. Quy tắc này tập trung nhiều vào tính toàn vẹn của các hệ thống xử lý hơi nước áp suất cao, nước và khí nóng.

Ứng dụng tiêu biểu: Nhà máy điện, hệ thống sưởi ấm, tua bin và hệ thống lò hơi.
Phạm vi áp suất: Hệ thống hơi nước và chất lỏng áp suất cao.
Phạm vi nhiệt độ: Dịch vụ nhiệt độ cao, đặc biệt cho các ứng dụng hơi nước và khí.

What is ASME B31.1 or Power Piping Code?

Tiêu chuẩn 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.

Ứng dụng tiêu biểu: Nhà máy chế biến hóa chất, nhà máy lọc dầu, cơ sở dược phẩm, nhà máy thực phẩm và đồ uống.
Phạm vi áp suất: Nói chung thấp hơn phạm vi áp suất trong ASME B31.1, tùy thuộc vào loại chất lỏng và phân loại của chúng.
Phạm vi nhiệt độ: varies depending trên chất lỏng hóa học, nhưng nó thường thấp hơn các điều kiện khắc nghiệt trong Tiêu chuẩn ASME B31.1.

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

ASME B31.3 so với ASME B31.1

ASME B31.3 so với ASME B31.1

Sr No Tham số ASME B31.3-Process Piping ASME B31.1-Power Piping
1 Phạm vi 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 Thiết kế cuộc sống 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.

Phần kết luận

Sự khác biệt quan trọng trong ASME B31.1 so với ASME B31.3 Cuộc tranh luận nằm ở các ứng dụng trong ngành, yêu cầu về vật liệu và các cân nhắc về an toàn. Tiêu chuẩn ASME B31.1 lý tưởng cho hệ thống phát điện và nhiệt độ cao, tập trung vào tính toàn vẹn cơ học. Đồng thời, Tiêu chuẩn 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 Phần II Phần A

ASME BPVC Phần II Phần A: Thông số kỹ thuật vật liệu sắt

/TRONG /qua

Giới thiệu

ASME BPVC Phần II Phần A: Thông số kỹ thuật vật liệu sắt là một phần của Tiêu chuẩn nồi hơi và bình chịu áp suất ASME (BPVC) bao gồm các thông số kỹ thuật cho vật liệu sắt (chủ yếu là sắt) được sử dụng trong việc xây dựng nồi hơi, bình chịu áp suất và các thiết bị chịu áp suất khác. Phần này đề cập cụ thể đến các yêu cầu đối với vật liệu thép và sắt, bao gồm thép cacbon, thép hợp kim và thép không gỉ.

Thông số kỹ thuật vật liệu liên quan cho ống và tấm

Ống:

SA-178/SA-178M – Ống lò hơi và ống siêu nhiệt bằng thép cacbon và thép cacbon mangan hàn điện trở
SA-179/SA-179M – Ống trao đổi nhiệt và ngưng tụ bằng thép cacbon thấp kéo nguội liền mạch
SA-192/SA-192M – Ống nồi hơi thép cacbon liền mạch cho dịch vụ áp suất cao
SA-209/SA-209M – Ống nồi hơi và ống siêu nhiệt bằng thép hợp kim cacbon-molypden liền mạch
SA-210/SA-210M – Ống lò hơi và ống siêu nhiệt bằng thép các-bon trung bình liền mạch
SA-213/SA-213M – Ống trao đổi nhiệt, bộ siêu nhiệt và lò hơi thép hợp kim Ferritic và Austenitic liền mạch
SA-214/SA-214M – Ống trao đổi nhiệt và ngưng tụ bằng thép cacbon hàn điện trở
SA-249/SA-249M – Lò hơi thép Austenitic hàn, bộ siêu nhiệt, bộ trao đổi nhiệt và ống ngưng tụ
SA-250/SA-250M – Ống nồi hơi và ống siêu nhiệt bằng thép hợp kim Ferritic hàn điện trở
SA-268/SA-268M – Ống thép không gỉ Ferritic và Martensitic hàn và liền mạch cho dịch vụ chung
SA-334/SA-334M – Ống thép hợp kim và cacbon hàn và liền mạch dùng cho dịch vụ nhiệt độ thấp
SA-335/SA-335M – Ống thép hợp kim Ferritic liền mạch cho dịch vụ nhiệt độ cao
SA-423/SA-423M – Ống thép hợp kim thấp hàn điện và liền mạch
SA-450/SA-450M – Yêu cầu chung đối với ống thép cacbon và thép hợp kim thấp
SA-556/SA-556M – Ống cấp nước nóng bằng thép cacbon kéo nguội liền mạch
SA-557/SA-557M – Ống cấp nước nóng bằng thép cacbon hàn điện trở
SA-688/SA-688M – Ống cấp nước nóng bằng thép không gỉ Austenitic hàn và liền mạch
SA-789/SA-789M – Ống thép không gỉ Ferritic/Austenitic hàn và liền mạch cho dịch vụ chung
SA-790/SA-790M – Ống thép không gỉ Ferritic/Austenitic liền mạch và hàn
SA-803/SA-803M – Ống cấp nước nóng bằng thép không gỉ Ferritic hàn và liền mạch
SA-813/SA-813M – Ống thép không gỉ Austenitic hàn đơn hoặc hàn đôi
SA-814/SA-814M – Ống thép không gỉ Austenitic hàn nguội

ASME BPVC

ASME BPVC

Đĩa:

SA-203/SA-203M – Tấm bình chịu áp suất, thép hợp kim, niken
SA-204/SA-204M – Tấm bình chịu áp suất, thép hợp kim, molypden
SA-285/SA-285M – Tấm bình chịu áp suất, thép cacbon, cường độ kéo thấp và trung bình
SA-299/SA-299M – Tấm bình chịu áp suất, Thép cacbon, Mangan-Silic
SA-302/SA-302M – Tấm bình chịu áp suất, thép hợp kim, mangan-molypden và mangan-molypden-niken
SA-353/SA-353M – Tấm bình chịu áp suất, thép hợp kim, niken 9% được chuẩn hóa kép và tôi luyện
SA-387/SA-387M – Tấm bình chịu áp suất, thép hợp kim, crom-molypden
SA-516/SA-516M – Tấm bình chịu áp suất, thép cacbon, dùng cho dịch vụ nhiệt độ trung bình và thấp
SA-517/SA-517M – Tấm bình chịu áp suất, thép hợp kim, cường độ cao, tôi và ram
SA-533/SA-533M – Tấm bình chịu áp suất, thép hợp kim, tôi và ram, mangan-molypden và mangan-molypden-niken
SA-537/SA-537M – Tấm bình chịu áp suất, thép cacbon-mangan-silic đã qua xử lý nhiệt
SA-542/SA-542M – Tấm bình chịu áp suất, thép hợp kim, tôi và ram, crom-molypden và crom-molypden-vanadi
SA-543/SA-543M – Tấm bình chịu áp suất, thép hợp kim, tôi và ram, niken-crom-molypden
SA-553/SA-553M – Tấm bình chịu áp suất, thép hợp kim, tôi và ram 7, 8 và 9% Niken
SA-612/SA-612M – Tấm bình chịu áp suất, thép cacbon, độ bền cao, dùng cho nhiệt độ trung bình và thấp
SA-662/SA-662M – Tấm bình chịu áp suất, thép cacbon-mangan-silicon, dùng cho dịch vụ nhiệt độ trung bình và thấp
SA-841/SA-841M – Tấm bình chịu áp suất, được sản xuất theo quy trình kiểm soát nhiệt cơ (TMCP)

Phần kết luận

Tóm lại, ASME BPVC Phần II Phần A: Thông số kỹ thuật vật liệu sắt là nguồn tài nguyên quan trọng để đảm bảo tính an toàn, độ tin cậy và chất lượng của vật liệu sắt được sử dụng để chế tạo nồi hơi, bình chịu áp suất và các thiết bị chịu áp suất khác. Bằng cách cung cấp các thông số kỹ thuật toàn diện về các tính chất cơ học và hóa học của các vật liệu như thép cacbon, thép hợp kim và thép không gỉ, phần này đảm bảo rằng các vật liệu đáp ứng các tiêu chuẩn nghiêm ngặt cần thiết cho các ứng dụng áp suất cao và nhiệt độ cao. Hướng dẫn chi tiết về dạng sản phẩm, quy trình thử nghiệm và việc tuân thủ các tiêu chuẩn của ngành khiến nó trở nên không thể thiếu đối với các kỹ sư, nhà sản xuất và thanh tra viên tham gia vào quá trình thiết kế và chế tạo thiết bị chịu áp suất. Do đó, ASME BPVC Phần II Phần A rất quan trọng đối với các ngành công nghiệp hóa dầu, hạt nhân và phát điện, nơi các bình chịu áp suất và nồi hơi phải hoạt động an toàn và hiệu quả trong điều kiện ứng suất cơ học nghiêm ngặt.

Làm nguội ống thép liền mạch SAE4140

Phân tích nguyên nhân gây ra vết nứt hình vòng trong ống thép liền mạch SAE 4140 đã tôi

/TRONG /qua

Nguyên nhân gây ra vết nứt hình vòng ở đầu ống của ống thép liền mạch SAE 4140 đã được nghiên cứu bằng cách kiểm tra thành phần hóa học, thử nghiệm độ cứng, quan sát kim loại học, kính hiển vi điện tử quét và phân tích phổ năng lượng. Kết quả cho thấy vết nứt hình vòng của ống thép liền mạch SAE 4140 là vết nứt dập tắt, thường xảy ra ở đầu ống. Nguyên nhân gây ra vết nứt dập tắt là tốc độ làm mát khác nhau giữa thành trong và thành ngoài, tốc độ làm mát của thành ngoài cao hơn nhiều so với thành trong, dẫn đến nứt vỡ do ứng suất tập trung gần vị trí thành trong. Có thể loại bỏ vết nứt hình vòng bằng cách tăng tốc độ làm mát của thành trong của ống thép trong quá trình dập tắt, cải thiện tính đồng đều của tốc độ làm mát giữa thành trong và thành ngoài, và kiểm soát nhiệt độ sau khi dập tắt trong phạm vi 150 ~ 200 ℃ để giảm ứng suất dập tắt bằng cách tự tôi luyện.

SAE 4140 là thép kết cấu hợp kim thấp CrMo, là loại tiêu chuẩn ASTM A519 của Hoa Kỳ, trong tiêu chuẩn quốc gia 42CrMo dựa trên sự gia tăng hàm lượng Mn; do đó, khả năng tôi luyện SAE 4140 đã được cải thiện hơn nữa. Ống thép liền mạch SAE 4140, thay vì rèn rắn, sản xuất phôi cán các loại trục rỗng, xi lanh, ống lót và các bộ phận khác có thể cải thiện đáng kể hiệu quả sản xuất và tiết kiệm thép; Ống thép SAE 4140 được sử dụng rộng rãi trong các công cụ khoan vít khai thác dầu khí và các thiết bị khoan khác. Xử lý tôi luyện ống thép liền mạch SAE 4140 có thể đáp ứng các yêu cầu về độ bền và độ dẻo dai của thép khác nhau bằng cách tối ưu hóa quy trình xử lý nhiệt. Tuy nhiên, nó thường được phát hiện ảnh hưởng đến các khuyết tật giao sản phẩm trong quá trình sản xuất. Bài báo này chủ yếu tập trung vào ống thép SAE 4140 trong quá trình tôi ở giữa độ dày thành của đầu ống, đưa ra phân tích khuyết tật nứt hình vòng và đưa ra các biện pháp cải tiến.

1. Vật liệu và phương pháp thử nghiệm

Một công ty đã sản xuất thông số kỹ thuật cho ống thép liền mạch cấp thép SAE 4140 ∅ 139,7 × 31,75 mm, quy trình sản xuất phôi thép nung → đục lỗ → cán → định cỡ → ram (thời gian ngâm 850 ℃ trong 70 phút làm nguội + ống quay bên ngoài vòi sen nước làm mát + thời gian ngâm 735 ℃ trong 2 giờ ram) → Phát hiện và kiểm tra khuyết tật. Sau khi xử lý ram, kiểm tra phát hiện khuyết tật cho thấy có một vết nứt hình khuyên ở giữa độ dày thành ống tại đầu ống, như thể hiện trong Hình 1; vết nứt hình khuyên xuất hiện cách bên ngoài khoảng 21~24 mm, bao quanh chu vi của ống và không liên tục một phần, trong khi không tìm thấy khuyết tật nào như vậy trong thân ống.

Hình 1 Vết nứt hình vòng ở đầu ống

Hình 1 Vết nứt hình vòng ở đầu ống

Lấy một lô mẫu tôi ống thép để phân tích tôi và quan sát tổ chức tôi, và phân tích quang phổ thành phần của ống thép, đồng thời, trong các vết nứt của ống thép đã tôi để lấy mẫu công suất cao để quan sát hình thái vi mô của vết nứt, mức độ kích thước hạt và trong kính hiển vi điện tử quét bằng máy quang phổ để phân tích thành phần bên trong của vết nứt theo diện tích vi mô.

2. Kết quả kiểm tra

2.1 Thành phần hóa học

Bảng 1 cho thấy kết quả phân tích phổ thành phần hóa học và thành phần của các nguyên tố phù hợp với yêu cầu của tiêu chuẩn ASTM A519.

Bảng 1 Kết quả phân tích thành phần hóa học (phần khối lượng, %)

Yếu tố C Sĩ Mn P S Cr Mơ Củ Ni
Nội dung 0.39 0.20 0.82 0.01 0.005 0.94 0.18 0.05 0.02
Yêu cầu 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 Kiểm tra độ cứng của ống

Trên các mẫu tôi của phép thử độ cứng tôi toàn bộ độ dày thành, kết quả độ cứng tôi toàn bộ độ dày thành, như thể hiện trong Hình 2, có thể thấy trong Hình 2, ở 21 ~ 24 mm từ bên ngoài độ cứng tôi bắt đầu giảm đáng kể, và từ bên ngoài 21 ~ 24 mm là quá trình tôi nhiệt độ cao của ống được tìm thấy trong vùng vết nứt vòng, diện tích bên dưới và bên trên độ dày thành của độ cứng có sự khác biệt cực độ giữa vị trí của độ dày thành của vùng đạt tới 5 (HRC) hoặc hơn. Sự khác biệt độ cứng giữa độ dày thành trên và dưới của khu vực này là khoảng 5 (HRC). Tổ chức kim loại học ở trạng thái tôi được thể hiện trong Hình 3. Từ tổ chức kim loại học trong Hình 3; có thể thấy rằng tổ chức ở vùng ngoài của ống là một lượng nhỏ ferit + martensite, trong khi tổ chức gần bề mặt bên trong không được tôi, với một lượng nhỏ ferit và bainite, dẫn đến độ cứng tôi thấp từ bề mặt ngoài của ống đến bề mặt bên trong của ống ở khoảng cách 21 mm. Độ đồng nhất cao của các vết nứt vòng trong thành ống và vị trí có sự khác biệt cực lớn về độ cứng tôi cho thấy rằng các vết nứt vòng có khả năng được tạo ra trong quá trình tôi. Độ đồng nhất cao giữa vị trí các vết nứt vòng và độ cứng tôi kém hơn cho thấy rằng các vết nứt vòng có thể đã được tạo ra trong quá trình tôi.

Hình 2 Giá trị độ cứng tôi ở độ dày toàn bộ thành

Hình 2 Giá trị độ cứng tôi ở độ dày toàn bộ thành

Hình 3 Cấu trúc tôi của ống thép

Hình 3 Cấu trúc tôi của ống thép

2.3 Kết quả kim loại học của ống thép được thể hiện lần lượt ở Hình 4 và Hình 5.

Tổ chức ma trận của ống thép là austenit tôi luyện + một lượng nhỏ ferit + một lượng nhỏ bainit, với kích thước hạt là 8, là tổ chức tôi luyện trung bình; các vết nứt kéo dài theo hướng dọc, thuộc về vết nứt tinh thể và hai bên của vết nứt có đặc điểm điển hình là bám dính; có hiện tượng khử cacbon ở cả hai bên và có thể quan sát thấy lớp oxit xám nhiệt độ cao trên bề mặt vết nứt. Có hiện tượng khử cacbon ở cả hai bên và có thể quan sát thấy lớp oxit xám nhiệt độ cao trên bề mặt vết nứt và không thể nhìn thấy tạp chất phi kim loại nào ở gần vết nứt.

Hình 4 Quan sát hình thái vết nứt

Hình 4 Quan sát hình thái vết nứt

Hình 5 Cấu trúc vi mô của vết nứt

Hình 5 Cấu trúc vi mô của vết nứt

2.4 Kết quả phân tích hình thái nứt gãy và phổ năng lượng

Sau khi vết nứt được mở ra, hình thái vi mô của vết nứt được quan sát dưới kính hiển vi điện tử quét, như thể hiện trong Hình 6, cho thấy vết nứt đã chịu nhiệt độ cao và quá trình oxy hóa ở nhiệt độ cao đã xảy ra trên bề mặt. Vết nứt chủ yếu dọc theo vết nứt tinh thể, với kích thước hạt dao động từ 20 đến 30 μm và không tìm thấy hạt thô và khuyết tật tổ chức bất thường; phân tích phổ năng lượng cho thấy bề mặt của vết nứt chủ yếu bao gồm sắt và oxit của nó, và không thấy các nguyên tố lạ bất thường. Phân tích phổ cho thấy bề mặt vết nứt chủ yếu là sắt và oxit của nó, không có nguyên tố lạ bất thường.

Hình 6 Hình thái gãy của vết nứt

Hình 6 Hình thái gãy của vết nứt

3 Phân tích và thảo luận

3.1 Phân tích khuyết tật nứt

Theo quan điểm về hình thái vi mô vết nứt, phần mở vết nứt thẳng; đuôi cong và sắc; đường mở rộng vết nứt cho thấy đặc điểm của vết nứt dọc theo tinh thể và hai bên vết nứt có đặc điểm ăn khớp điển hình, đây là đặc điểm thông thường của vết nứt tôi. Tuy nhiên, kiểm tra kim loại học phát hiện ra rằng có hiện tượng khử cacbon ở cả hai bên vết nứt, không phù hợp với đặc điểm của vết nứt tôi truyền thống, có tính đến thực tế là nhiệt độ tôi của ống thép là 735 ℃ và Ac1 là 738 ℃ trong SAE 4140, không phù hợp với đặc điểm thông thường của vết nứt tôi. Xét đến nhiệt độ tôi luyện được sử dụng cho ống là 735 °C và Ac1 của SAE 4140 là 738 °C, rất gần nhau, có thể cho rằng quá trình khử cacbon ở cả hai bên vết nứt có liên quan đến quá trình tôi luyện ở nhiệt độ cao trong quá trình tôi luyện (735 °C) chứ không phải là vết nứt đã tồn tại trước khi xử lý nhiệt ống.

3.2 Nguyên nhân nứt

Nguyên nhân gây ra vết nứt tôi thường liên quan đến nhiệt độ gia nhiệt tôi, tốc độ làm nguội tôi, khuyết tật luyện kim và ứng suất tôi. Từ kết quả phân tích thành phần, thành phần hóa học của ống đáp ứng các yêu cầu của mác thép SAE 4140 trong tiêu chuẩn ASTM A519 và không tìm thấy nguyên tố vượt quá; không tìm thấy tạp chất phi kim loại gần các vết nứt và phân tích phổ năng lượng tại vết nứt gãy cho thấy các sản phẩm oxy hóa màu xám trong các vết nứt là Fe và oxit của nó, và không thấy các nguyên tố lạ bất thường, vì vậy có thể loại trừ rằng các khuyết tật luyện kim gây ra các vết nứt hình khuyên; cấp kích thước hạt của ống là Cấp 8, và cấp kích thước hạt là Cấp 7, và kích thước hạt là Cấp 8, và kích thước hạt là Cấp 8. Mức kích thước hạt của ống là 8; hạt được tinh chế và không thô, điều này cho thấy vết nứt tôi không liên quan gì đến nhiệt độ gia nhiệt tôi.

Sự hình thành các vết nứt dập tắt có liên quan chặt chẽ đến ứng suất dập tắt, được chia thành ứng suất nhiệt và ứng suất tổ chức. Ứng suất nhiệt là do quá trình làm mát của ống thép; tốc độ làm mát lớp bề mặt và lõi của ống thép không đồng nhất, dẫn đến sự co lại không đồng đều của vật liệu và ứng suất bên trong; kết quả là lớp bề mặt của ống thép phải chịu ứng suất nén và lõi của ứng suất kéo; ứng suất mô là sự dập tắt của tổ chức ống thép thành biến đổi martensite, cùng với sự giãn nở của thể tích không đồng nhất trong quá trình tạo ra ứng suất bên trong, tổ chức ứng suất do kết quả tạo ra là lớp bề mặt của ứng suất kéo, tâm của ứng suất kéo. Hai loại ứng suất này trong ống thép tồn tại trong cùng một phần, nhưng vai trò hướng ngược lại; hiệu ứng kết hợp của kết quả là một trong hai yếu tố chi phối của ứng suất, vai trò chi phối của ứng suất nhiệt là kết quả của lực kéo của lõi phôi, áp suất bề mặt; vai trò chi phối của ứng suất mô là kết quả của áp suất kéo của lõi phôi kéo bề mặt.

Làm nguội ống thép SAE 4140 sử dụng sản xuất làm mát vòi sen ngoài quay, tốc độ làm mát của bề mặt ngoài lớn hơn nhiều so với bề mặt trong, kim loại bên ngoài của ống thép đều được làm nguội, trong khi kim loại bên trong không được làm nguội hoàn toàn để tạo ra một phần tổ chức ferit và bainit, kim loại bên trong do kim loại bên trong không thể chuyển đổi hoàn toàn thành tổ chức martensitic, kim loại bên trong của ống thép chắc chắn phải chịu ứng suất kéo do sự giãn nở của thành ngoài của martensit, đồng thời, do các loại tổ chức khác nhau, thể tích riêng của nó giữa kim loại bên trong và bên ngoài khác nhau Đồng thời, do các loại tổ chức khác nhau, thể tích riêng của các lớp kim loại bên trong và bên ngoài là khác nhau và tốc độ co ngót không giống nhau trong quá trình làm nguội, ứng suất kéo cũng sẽ được tạo ra tại giao diện của hai loại tổ chức và sự phân bố ứng suất bị chi phối bởi ứng suất nhiệt và ứng suất kéo tạo ra tại giao diện của hai loại tổ chức bên trong ống là lớn nhất, dẫn đến các vết nứt làm nguội vòng xảy ra ở khu vực độ dày thành của ống gần bề mặt bên trong (cách bề mặt bên ngoài 21~24 mm); ngoài ra, đầu ống thép là bộ phận nhạy cảm về hình học của toàn bộ ống, dễ sinh ra ứng suất. Ngoài ra, đầu ống là bộ phận nhạy cảm về hình học của toàn bộ ống, dễ sinh ra ứng suất tập trung. Vết nứt vòng này thường chỉ xảy ra ở đầu ống và chưa phát hiện thấy vết nứt như vậy ở thân ống.

Tóm lại, các vết nứt hình vòng của ống thép thành dày SAE 4140 đã tôi là do quá trình làm mát không đều của thành trong và ngoài; tốc độ làm mát của thành ngoài cao hơn nhiều so với thành trong; sản xuất ống thép thành dày SAE 4140 để thay đổi phương pháp làm mát hiện có, không thể chỉ sử dụng bên ngoài quy trình làm mát, cần tăng cường làm mát thành trong của ống thép, cải thiện tính đồng đều của tốc độ làm mát của thành trong và ngoài của ống thép thành dày để giảm sự tập trung ứng suất, loại bỏ các vết nứt vòng. Các vết nứt vòng.

3.3 Biện pháp cải tiến

Để tránh nứt do tôi, trong quá trình thiết kế tôi, tất cả các điều kiện góp phần vào sự phát triển của ứng suất kéo tôi là các yếu tố hình thành vết nứt, bao gồm nhiệt độ gia nhiệt, quá trình làm mát và nhiệt độ xả. Các biện pháp cải tiến quy trình được đề xuất bao gồm: nhiệt độ tôi 830-850 ℃; sử dụng vòi phun bên trong phù hợp với đường tâm của ống, kiểm soát lưu lượng phun bên trong thích hợp, cải thiện tốc độ làm mát của lỗ bên trong để đảm bảo tốc độ làm mát của thành trong và ngoài của ống thép thành dày đồng đều tốc độ làm mát; kiểm soát nhiệt độ sau khi tôi 150-200 ℃, sử dụng nhiệt độ dư của ống thép tự tôi, giảm ứng suất tôi trong ống thép.

Sử dụng công nghệ cải tiến sản xuất ∅158,75 × 34,93 mm, ∅139,7 × 31,75 mm, ∅254 × 38,1 mm, ∅224 × 26 mm, v.v., theo hàng chục thông số kỹ thuật của ống thép. Sau khi kiểm tra khuyết tật siêu âm, các sản phẩm đạt tiêu chuẩn, không có vết nứt làm nguội vòng.

4. Kết luận

(1) Theo đặc điểm vĩ mô và vi mô của vết nứt ống, vết nứt hình khuyên ở đầu ống của ống thép SAE 4140 thuộc về sự cố nứt do ứng suất dập tắt, thường xảy ra ở đầu ống.

(2) Các vết nứt hình vòng của ống thép thành dày SAE 4140 bị tôi là do quá trình làm mát không đều của thành trong và thành ngoài. Tốc độ làm mát của thành ngoài cao hơn nhiều so với thành trong. Để cải thiện tính đồng đều của tốc độ làm mát của thành trong và thành ngoài của ống thép thành dày, quá trình sản xuất ống thép thành dày SAE 4140 cần tăng cường quá trình làm mát của thành trong.

Ống thép liền mạch ASME SA213 T91

ASME SA213 T91: Bạn biết bao nhiêu?

/TRONG /qua

Bối cảnh & Giới thiệu

ASME SA213 T91, số thép trong Tiêu chuẩn ASME SA213/SA213M Tiêu chuẩn, thuộc về thép 9Cr-1Mo cải tiến, được Phòng thí nghiệm quốc gia Rubber Ridge của Hoa Kỳ và Phòng thí nghiệm vật liệu luyện kim của Tổng công ty Kỹ thuật đốt cháy Hoa Kỳ hợp tác phát triển từ những năm 1970 đến những năm 1980. Được phát triển dựa trên thép 9Cr-1Mo trước đó, được sử dụng trong vật liệu linh kiện chịu áp suất nhiệt độ cao trong điện hạt nhân (cũng có thể được sử dụng trong các lĩnh vực khác), là thế hệ thứ ba của sản phẩm thép cường độ nóng; Tính năng chính của nó là giảm hàm lượng cacbon, trong giới hạn giới hạn trên và dưới của hàm lượng cacbon, và kiểm soát chặt chẽ hơn hàm lượng các nguyên tố còn lại, chẳng hạn như P và S, đồng thời, thêm một lượng vết 0,030-0,070% của N và các lượng vết của các nguyên tố tạo thành cacbua rắn 0,18-0,25% của V và 0,06-0,10% của Nb, để tinh chỉnh các yêu cầu về hạt, do đó cải thiện độ dai dẻo và khả năng hàn của thép, cải thiện tính ổn định của thép ở nhiệt độ cao, sau khi gia cố nhiều hợp chất này, hình thành một loại thép hợp kim chịu nhiệt martensitic có hàm lượng crom cao mới.

ASME SA213 T91, thường sản xuất các sản phẩm cho ống có đường kính nhỏ, chủ yếu được sử dụng trong nồi hơi, bộ quá nhiệt và bộ trao đổi nhiệt.

Các loại thép T91 tương ứng quốc tế

Quốc gia

 Hoa Kỳ Đức Nhật Bản Pháp Trung Quốc
Cấp thép tương đương SA-213 T91 X10CrMoVNNb91 HCM95 TUZ10CDVNb0901 10Cr9Mo1VNbN

Chúng ta sẽ nhận ra loại thép này ở nhiều khía cạnh sau đây.

I. Thành phần hóa học của ASME SA213 T91

Yếu tố C Mn P S Sĩ Cr Mơ Ni V. Nb N Al
Nội dung 0.07-0.14 0.30-0.60 .0.020 .00,010 0.20-0.50 8.00-9.50 0.85-1.05 .40,40 0.18-0.25 0.06-0.10 0.030-0.070 .0.020

II. Phân tích hiệu suất

2.1 Vai trò của các nguyên tố hợp kim lên tính chất vật liệu: Các nguyên tố hợp kim thép T91 đóng vai trò tăng cường dung dịch rắn và tăng cường khuếch tán, cải thiện khả năng chống oxy hóa và ăn mòn của thép, được phân tích rõ ràng như sau.
2.1.1 Carbon là tác dụng tăng cường dung dịch rắn rõ ràng nhất của các thành phần thép; khi hàm lượng carbon tăng, độ bền ngắn hạn của thép, độ dẻo và độ dai giảm, thép T91 như vậy, hàm lượng carbon tăng sẽ đẩy nhanh tốc độ cầu hóa và tốc độ kết tụ của carbide, đẩy nhanh sự phân phối lại các thành phần hợp kim, làm giảm khả năng hàn, khả năng chống ăn mòn và khả năng chống oxy hóa của thép, vì vậy thép chịu nhiệt nói chung muốn giảm lượng carbon. Tuy nhiên, độ bền của thép sẽ giảm nếu hàm lượng carbon quá thấp. Thép T91, so với thép 12Cr1MoV, có hàm lượng carbon giảm 20%, đây là một sự cân nhắc cẩn thận về tác động của các yếu tố trên.
2.1.2 Thép T91 chứa một lượng nhỏ nitơ; vai trò của nitơ được phản ánh ở hai khía cạnh. Một mặt, vai trò của dung dịch rắn tăng cường, nitơ ở nhiệt độ phòng trong độ hòa tan của thép là tối thiểu, thép T91 hàn vùng ảnh hưởng nhiệt trong quá trình gia nhiệt hàn và xử lý nhiệt sau hàn, sẽ có một loạt các quá trình dung dịch rắn và kết tủa của VN: Vùng ảnh hưởng nhiệt do gia nhiệt hàn đã được hình thành trong tổ chức austenit do độ hòa tan của VN, hàm lượng nitơ tăng lên và sau đó, mức độ quá bão hòa trong tổ chức nhiệt độ phòng tăng lên trong quá trình xử lý nhiệt tiếp theo của mối hàn có kết tủa VN nhẹ, làm tăng tính ổn định của tổ chức và cải thiện giá trị độ bền lâu dài của vùng ảnh hưởng nhiệt. Mặt khác, thép T91 cũng chứa một lượng nhỏ A1; nitơ có thể được hình thành với A1N của nó, A1N ở nhiệt độ hơn 1 100 ℃ chỉ có một lượng lớn A1N hòa tan vào chất nền, sau đó kết tủa lại ở nhiệt độ thấp hơn, có thể phát huy tác dụng tăng cường khuếch tán tốt hơn.
2.1.3 thêm crom chủ yếu để cải thiện khả năng chống oxy hóa của thép chịu nhiệt, khả năng chống ăn mòn, hàm lượng crom dưới 5%, 600 ℃ bắt đầu bị oxy hóa dữ dội, trong khi lượng hàm lượng crom lên đến 5% có khả năng chống oxy hóa tuyệt vời. Thép 12Cr1MoV ở 580 ℃ sau có khả năng chống oxy hóa tốt, độ sâu ăn mòn 0,05 mm / a, 600 ℃ khi hiệu suất bắt đầu giảm, độ sâu ăn mòn 0,13 mm / a. T91 chứa hàm lượng crom 1 100 ℃ trước khi một số lượng lớn hòa tan vào ma trận, và ở nhiệt độ thấp hơn và kết tủa lại có thể phát huy tác dụng tăng cường khuếch tán âm thanh. / Hàm lượng crom T91 tăng lên khoảng 9%, việc sử dụng nhiệt độ có thể đạt tới 650 ℃, biện pháp chính là làm cho ma trận hòa tan trong nhiều crom hơn.
2.1.4 Vanadi và Niobi là những nguyên tố quan trọng tạo thành cacbua. Khi thêm vào để tạo thành hợp kim cacbua mịn và ổn định với Cacbon, có tác dụng khuếch tán-tăng cường rắn.
2.1.5 Việc bổ sung molypden chủ yếu cải thiện độ bền nhiệt của thép và tăng cường độ bền cho dung dịch rắn.

2.2 Tính chất cơ học

Phôi T91 sau khi qua xử lý nhiệt cuối cùng để thường hóa + ram ở nhiệt độ cao có độ bền kéo ở nhiệt độ phòng ≥ 585 MPa, giới hạn chảy ở nhiệt độ phòng ≥ 415 MPa, độ cứng ≤ 250 HB, độ giãn dài (khoảng cách 50 mm của mẫu tròn tiêu chuẩn) ≥ 20%, giá trị ứng suất cho phép [σ] 650 ℃ = 30 MPa.

Quy trình xử lý nhiệt: nhiệt độ bình thường hóa 1040℃, thời gian giữ không ít hơn 10 phút, nhiệt độ ram 730 ~ 780℃, thời gian giữ không ít hơn một giờ.

2.3 Hiệu suất hàn

Theo công thức tương đương cacbon do Viện hàn quốc tế khuyến nghị, cacbon tương đương của thép T91 được tính là 2,43% và khả năng hàn T91 nhìn thấy được là kém.
Thép không có xu hướng bị nứt khi nung nóng lại.

2.3.1 Các vấn đề với hàn T91

2.3.1.1 Nứt tổ chức cứng trong vùng chịu ảnh hưởng nhiệt
Tốc độ tới hạn làm nguội T91 thấp, austenit rất ổn định, quá trình biến đổi perlit tiêu chuẩn không diễn ra quá trình làm nguội nhanh, phải làm nguội đến nhiệt độ thấp hơn (khoảng 400℃) mới có thể biến đổi thành mactenxit và tổ chức thô.
Hàn tạo ra bởi vùng chịu ảnh hưởng nhiệt của các tổ chức khác nhau có mật độ, hệ số giãn nở và các dạng mạng khác nhau trong quá trình gia nhiệt và làm mát chắc chắn sẽ đi kèm với sự giãn nở và co lại thể tích khác nhau; mặt khác, do quá trình gia nhiệt hàn có đặc điểm không đồng đều và nhiệt độ cao, vì vậy các mối hàn T91 có ứng suất bên trong rất lớn. Các mối hàn tổ chức martensite thô cứng ở trạng thái ứng suất phức tạp, đồng thời, quá trình làm mát mối hàn, hydro khuếch tán từ mối hàn đến khu vực gần đường nối, sự hiện diện của hydro đã góp phần vào sự giòn của martensite, sự kết hợp của các hiệu ứng này, rất dễ tạo ra các vết nứt lạnh ở khu vực đã tôi.

2.3.1.2 Sự phát triển của hạt vùng chịu ảnh hưởng nhiệt
Chu kỳ nhiệt hàn ảnh hưởng đáng kể đến sự phát triển của hạt trong vùng chịu ảnh hưởng nhiệt của mối hàn, đặc biệt là ở vùng nóng chảy ngay cạnh nhiệt độ gia nhiệt tối đa. Khi tốc độ làm nguội nhỏ, vùng chịu ảnh hưởng nhiệt hàn sẽ xuất hiện tổ chức ferit và cacbua khối thô, do đó độ dẻo của thép giảm đáng kể; tốc độ làm nguội đáng kể do sản xuất tổ chức martensite thô, nhưng độ dẻo của mối hàn cũng sẽ giảm.

2.3.1.3 Tạo lớp mềm
Thép T91 được hàn ở trạng thái tôi luyện, vùng chịu ảnh hưởng của nhiệt tạo ra lớp mềm hóa không thể tránh khỏi, nghiêm trọng hơn so với quá trình mềm hóa của thép chịu nhiệt perlite. Quá trình mềm hóa đáng chú ý hơn khi sử dụng các thông số kỹ thuật có tốc độ gia nhiệt và làm nguội chậm hơn. Ngoài ra, chiều rộng của lớp mềm hóa và khoảng cách của nó so với đường nóng chảy có liên quan đến các điều kiện gia nhiệt và đặc điểm của quá trình hàn, gia nhiệt trước và xử lý nhiệt sau hàn.

2.3.1.4 Nứt ăn mòn ứng suất
Thép T91 trong quá trình xử lý nhiệt sau hàn trước khi làm mát nhiệt độ thường không thấp hơn 100 ℃. Nếu làm mát ở nhiệt độ phòng và môi trường tương đối ẩm ướt, dễ xảy ra nứt ăn mòn ứng suất. Quy định của Đức: Trước khi xử lý nhiệt sau hàn, phải làm mát xuống dưới 150 ℃. Trong trường hợp phôi dày hơn, mối hàn góc và hình học kém, nhiệt độ làm mát không thấp hơn 100 ℃. Nếu làm mát ở nhiệt độ phòng và độ ẩm bị nghiêm cấm, nếu không sẽ dễ xảy ra nứt ăn mòn ứng suất.

2.3.2 Quy trình hàn

2.3.2.1 Phương pháp hàn: Có thể sử dụng phương pháp hàn thủ công, hàn bằng khí bảo vệ cực vonfram hoặc hàn tự động bằng cực nóng chảy.
2.3.2.2 Vật liệu hàn: có thể chọn dây hàn hoặc que hàn WE690.

Lựa chọn vật liệu hàn:
(1) Hàn cùng loại thép – nếu có thể dùng hàn thủ công để chế tạo que hàn thủ công CM-9Cb, có thể dùng hàn khí bảo vệ vonfram để chế tạo TGS-9Cb, có thể dùng hàn tự động cực nóng chảy để chế tạo dây MGS-9Cb;
(2) hàn thép không giống nhau – chẳng hạn như hàn bằng thép không gỉ austenit có sẵn vật tư hàn ERNiCr-3.

2.3.2.3 Các điểm quy trình hàn:
(1) lựa chọn nhiệt độ nung nóng trước khi hàn
Điểm Ms thép T91 khoảng 400 ℃; nhiệt độ gia nhiệt trước thường được chọn ở mức 200 ~ 250 ℃. Nhiệt độ gia nhiệt trước không được quá cao. Nếu không, tốc độ làm nguội mối hàn sẽ giảm, có thể do kết tủa cacbua và sự hình thành tổ chức ferit ở ranh giới hạt mối hàn, do đó làm giảm đáng kể độ dai va đập của mối hàn thép ở nhiệt độ phòng. Đức cung cấp nhiệt độ gia nhiệt trước là 180 ~ 250 ℃; USCE cung cấp nhiệt độ gia nhiệt trước là 120 ~ 205 ℃.

(2) lựa chọn kênh hàn / nhiệt độ lớp xen kẽ
Nhiệt độ lớp xen kẽ không được thấp hơn giới hạn dưới của nhiệt độ nung nóng trước. Tuy nhiên, cũng như khi lựa chọn nhiệt độ nung nóng trước, nhiệt độ lớp xen kẽ không được quá cao. Nhiệt độ lớp xen kẽ hàn T91 thường được kiểm soát ở mức 200 ~ 300 ℃. Quy định của Pháp: nhiệt độ lớp xen kẽ không vượt quá 300 ℃. Quy định của Hoa Kỳ: nhiệt độ lớp xen kẽ có thể nằm trong khoảng 170 ~ 230 ℃.

(3) lựa chọn nhiệt độ bắt đầu xử lý nhiệt sau hàn
T91 yêu cầu làm mát sau khi hàn xuống dưới điểm Ms và giữ trong một thời gian nhất định trước khi xử lý tôi, với tốc độ làm mát sau khi hàn là 80 ~ 100 ℃ / h. Nếu không được cách nhiệt, tổ chức austenit liên kết có thể không được chuyển đổi hoàn toàn; gia nhiệt tôi sẽ thúc đẩy sự kết tủa cacbua dọc theo ranh giới hạt austenit, làm cho tổ chức rất giòn. Tuy nhiên, T91 không thể được làm mát đến nhiệt độ phòng trước khi tôi sau khi hàn vì Nứt lạnh rất nguy hiểm khi các mối hàn của nó được làm mát đến nhiệt độ phòng. Đối với T91, nhiệt độ bắt đầu xử lý nhiệt sau khi hàn tốt nhất là 100 ~ 150 ℃ và giữ trong một giờ có thể đảm bảo chuyển đổi tổ chức hoàn toàn.

(4) nhiệt độ tôi luyện sau khi hàn, thời gian giữ, lựa chọn tốc độ làm nguội tôi luyện
Nhiệt độ tôi: Xu hướng nứt nguội thép T91 đáng kể hơn và trong một số điều kiện nhất định, nó dễ bị nứt chậm, vì vậy các mối hàn phải được tôi trong vòng 24 giờ sau khi hàn. Trạng thái sau hàn T91 của tổ chức martensite thanh, sau khi tôi, có thể được thay đổi thành martensite tôi; hiệu suất của nó vượt trội so với martensite thanh. Nhiệt độ tôi thấp; hiệu ứng tôi không rõ ràng; kim loại mối hàn dễ bị lão hóa và giòn; nhiệt độ tôi quá cao (cao hơn đường AC1), mối nối có thể được austenit hóa lại và trong quá trình làm mát tiếp theo để làm nguội lại. Đồng thời, như đã mô tả trước đó trong bài báo này, việc xác định nhiệt độ tôi cũng nên xem xét ảnh hưởng của lớp làm mềm mối nối. Nhìn chung, nhiệt độ tôi T91 là 730 ~ 780 ℃.
Thời gian giữ: T91 yêu cầu thời gian giữ nhiệt sau khi hàn ít nhất là một giờ để đảm bảo cấu trúc của nó được chuyển hoàn toàn thành martensit đã được tôi.
Tốc độ làm nguội: Để giảm ứng suất dư của mối hàn thép T91, tốc độ làm nguội phải nhỏ hơn 5℃/phút.
Nhìn chung, quá trình hàn thép T91 trong quá trình kiểm soát nhiệt độ có thể được thể hiện ngắn gọn trong hình dưới đây:

Quá trình kiểm soát nhiệt độ trong quá trình hàn ống thép T91

Quá trình kiểm soát nhiệt độ trong quá trình hàn ống thép T91

III. Hiểu biết về ASME SA213 T91

3.1 Thép T91, theo nguyên lý hợp kim hóa, đặc biệt là thêm một lượng nhỏ niobi, vanadi và các nguyên tố vi lượng khác, cải thiện đáng kể độ bền nhiệt độ cao và khả năng chống oxy hóa so với thép 12 Cr1MoV, nhưng hiệu suất hàn của nó lại kém.
3.2 Thép T91 có xu hướng nứt nguội trong quá trình hàn lớn hơn, cần phải gia nhiệt trước khi hàn ở nhiệt độ 200 ~ 250℃, duy trì nhiệt độ lớp xen kẽ ở mức 200 ~ 300℃, có thể ngăn ngừa nứt nguội hiệu quả.
3.3 Thép T91 sau khi xử lý nhiệt hàn phải làm nguội đến 100 ~ 150℃, cách nhiệt một giờ, nhiệt độ làm nóng và ram đến 730 ~ 780℃, thời gian cách nhiệt không ít hơn một giờ và cuối cùng, tốc độ làm nguội đến nhiệt độ phòng không quá 5℃/phút.

IV. Quy trình sản xuất ASME SA213 T91

Quy trình sản xuất SA213 T91 đòi hỏi một số phương pháp, bao gồm nấu chảy, đột và cán. Quy trình nấu chảy phải kiểm soát thành phần hóa học để đảm bảo ống thép có khả năng chống ăn mòn tuyệt vời. Các quy trình đột và cán đòi hỏi phải kiểm soát nhiệt độ và áp suất chính xác để có được các tính chất cơ học và độ chính xác về kích thước cần thiết. Ngoài ra, ống thép cần được xử lý nhiệt để loại bỏ ứng suất bên trong và cải thiện khả năng chống ăn mòn.

V. Ứng dụng của ASME SA213 T91

Tiêu chuẩn ASME SA213 T91 là loại thép chịu nhiệt có hàm lượng crom cao, chủ yếu được sử dụng trong sản xuất các bộ siêu nhiệt và bộ gia nhiệt lại nhiệt độ cao và các bộ phận chịu áp suất khác của nồi hơi nhà máy điện dưới tới hạn và siêu tới hạn với nhiệt độ thành kim loại không quá 625°C, và cũng có thể được sử dụng làm bộ phận chịu áp suất nhiệt độ cao của bình chịu áp suất và điện hạt nhân. SA213 T91 có khả năng chống biến dạng tuyệt vời và có thể duy trì kích thước và hình dạng ổn định ở nhiệt độ cao và dưới tải trọng dài hạn. Các ứng dụng chính của nó bao gồm nồi hơi, bộ siêu nhiệt, bộ trao đổi nhiệt và các thiết bị khác trong ngành điện, hóa chất và dầu mỏ. Nó được sử dụng rộng rãi trong các thành làm mát bằng nước của nồi hơi áp suất cao, ống tiết kiệm, bộ siêu nhiệt, bộ gia nhiệt lại và ống của ngành công nghiệp hóa dầu.

NACE MR0175 ISO 15156 so với NACE MR0103 ISO 17495-1

NACE MR0175/ISO 15156 so với NACE MR0103/ISO 17495-1

/TRONG /qua

Giới thiệu

Trong ngành dầu khí, đặc biệt là trong môi trường trên bờ và ngoài khơi, việc đảm bảo độ bền và độ tin cậy của vật liệu tiếp xúc với điều kiện khắc nghiệt là tối quan trọng. Đây là lúc các tiêu chuẩn như NACE MR0175/ISO 15156 so với NACE MR0103/ISO 17495-1 phát huy tác dụng. Cả hai tiêu chuẩn đều cung cấp hướng dẫn quan trọng để lựa chọn vật liệu trong môi trường dịch vụ chua. Tuy nhiên, hiểu được sự khác biệt giữa chúng là điều cần thiết để lựa chọn vật liệu phù hợp cho hoạt động của bạn.

Trong bài đăng trên blog này, chúng ta sẽ khám phá những điểm khác biệt chính giữa NACE MR0175/ISO 15156 so với NACE MR0103/ISO 17495-1và đưa ra lời khuyên thực tế cho các chuyên gia dầu khí đang điều hướng các tiêu chuẩn này. Chúng tôi cũng sẽ thảo luận về các ứng dụng, thách thức và giải pháp cụ thể mà các tiêu chuẩn này cung cấp, đặc biệt là trong bối cảnh môi trường mỏ dầu khí khắc nghiệt.

NACE MR0175/ISO 15156 và NACE MR0103/ISO 17495-1 là gì?

Tiêu chuẩn MR0175/ISO 15156:
Tiêu chuẩn này được công nhận trên toàn cầu về việc quản lý lựa chọn vật liệu và kiểm soát ăn mòn trong môi trường khí chua, nơi có hydro sunfua (H₂S). Tiêu chuẩn này cung cấp các hướng dẫn về thiết kế, sản xuất và bảo trì vật liệu được sử dụng trong các hoạt động dầu khí trên bờ và ngoài khơi. Mục tiêu là giảm thiểu các rủi ro liên quan đến nứt do hydro (HIC), nứt ứng suất sunfua (SSC) và nứt ăn mòn ứng suất (SCC), có thể làm giảm tính toàn vẹn của các thiết bị quan trọng như đường ống, van và đầu giếng.

Tiêu chuẩn MR0103/ISO 17495-1:
Mặt khác, Tiêu chuẩn MR0103/ISO 17495-1 chủ yếu tập trung vào các vật liệu được sử dụng trong môi trường tinh chế và xử lý hóa chất, nơi có thể xảy ra tiếp xúc với dịch vụ chua, nhưng với phạm vi hơi khác. Tiêu chuẩn này bao gồm các yêu cầu đối với thiết bị tiếp xúc với điều kiện ăn mòn nhẹ, nhấn mạnh vào việc đảm bảo vật liệu có thể chịu được bản chất hung hăng của các quy trình tinh chế cụ thể như chưng cất hoặc nứt, nơi rủi ro ăn mòn thấp hơn so với các hoạt động dầu khí thượng nguồn.

NACE MR0175 ISO 15156 so với NACE MR0103 ISO 17495-1

NACE MR0175 ISO 15156 so với NACE MR0103 ISO 17495-1

Sự khác biệt chính: NACE MR0175/ISO 15156 so với NACE MR0103/ISO 17495-1

Bây giờ chúng ta đã có cái nhìn tổng quan về từng tiêu chuẩn, điều quan trọng là phải nêu bật những khác biệt có thể tác động đến việc lựa chọn vật liệu trong lĩnh vực này. Những khác biệt này có thể ảnh hưởng đáng kể đến hiệu suất của vật liệu và sự an toàn của hoạt động.

1. Phạm vi áp dụng

Sự khác biệt chính giữa NACE MR0175/ISO 15156 so với NACE MR0103/ISO 17495-1 nằm trong phạm vi áp dụng của chúng.

Tiêu chuẩn MR0175/ISO 15156 được thiết kế riêng cho thiết bị sử dụng trong môi trường dịch vụ chua có hydro sunfua. Nó rất quan trọng trong các hoạt động thượng nguồn như thăm dò, sản xuất và vận chuyển dầu khí, đặc biệt là ở các mỏ ngoài khơi và trên bờ xử lý khí chua (khí có chứa hydro sunfua).

Tiêu chuẩn MR0103/ISO 17495-1, trong khi vẫn giải quyết vấn đề dịch vụ chua, tập trung nhiều hơn vào các ngành công nghiệp tinh chế và hóa chất, đặc biệt là nơi khí chua tham gia vào các quá trình như tinh chế, chưng cất và cracking.

2. Mức độ nghiêm trọng của môi trường

Điều kiện môi trường cũng là một yếu tố quan trọng trong việc áp dụng các tiêu chuẩn này. Tiêu chuẩn MR0175/ISO 15156 giải quyết các điều kiện khắc nghiệt hơn của dịch vụ chua. Ví dụ, nó bao gồm nồng độ hydro sunfua cao hơn, có tính ăn mòn cao hơn và có nguy cơ cao hơn về sự xuống cấp của vật liệu thông qua các cơ chế như nứt do hydro (HIC) và nứt ứng suất sunfua (SSC).

Ngược lại, Tiêu chuẩn MR0103/ISO 17495-1 xem xét các môi trường có thể ít nghiêm trọng hơn về mặt tiếp xúc với hydro sunfua, mặc dù vẫn quan trọng trong môi trường nhà máy lọc dầu và nhà máy hóa chất. Thành phần hóa học của chất lỏng liên quan đến quá trình lọc dầu có thể không hung hăng như những chất lỏng gặp phải trong các mỏ khí chua nhưng vẫn có nguy cơ ăn mòn.

3. Yêu cầu về vật chất

Cả hai tiêu chuẩn đều đưa ra các tiêu chí cụ thể để lựa chọn vật liệu, nhưng chúng có các yêu cầu nghiêm ngặt khác nhau. Tiêu chuẩn MR0175/ISO 15156 nhấn mạnh hơn vào việc ngăn ngừa ăn mòn liên quan đến hydro trong vật liệu, có thể xảy ra ngay cả ở nồng độ hydro sunfua rất thấp. Tiêu chuẩn này yêu cầu vật liệu có khả năng chống lại SSC, HIC và mỏi ăn mòn trong môi trường chua.

Mặt khác, Tiêu chuẩn MR0103/ISO 17495-1 ít mang tính chỉ định hơn về mặt nứt liên quan đến hydro nhưng đòi hỏi vật liệu có thể xử lý các tác nhân ăn mòn trong quá trình tinh chế, thường tập trung nhiều hơn vào khả năng chống ăn mòn nói chung hơn là các rủi ro cụ thể liên quan đến hydro.

4. Kiểm tra và xác minh

Cả hai tiêu chuẩn đều yêu cầu thử nghiệm và xác minh để đảm bảo vật liệu sẽ hoạt động trong môi trường tương ứng của chúng. Tuy nhiên, Tiêu chuẩn MR0175/ISO 15156 yêu cầu thử nghiệm mở rộng hơn và xác minh chi tiết hơn về hiệu suất vật liệu trong điều kiện dịch vụ chua. Các thử nghiệm bao gồm các hướng dẫn cụ thể cho SSC, HIC và các chế độ hỏng hóc khác liên quan đến môi trường khí chua.

Tiêu chuẩn MR0103/ISO 17495-1, mặc dù cũng yêu cầu thử nghiệm vật liệu, nhưng thường linh hoạt hơn về tiêu chí thử nghiệm, tập trung vào việc đảm bảo vật liệu đáp ứng các tiêu chuẩn chống ăn mòn chung thay vì tập trung cụ thể vào các rủi ro liên quan đến hydro sunfua.

Tại sao bạn nên quan tâm đến NACE MR0175/ISO 15156 so với NACE MR0103/ISO 17495-1?

Hiểu được những khác biệt này có thể giúp ngăn ngừa hỏng hóc vật liệu, đảm bảo an toàn vận hành và tuân thủ các quy định của ngành. Cho dù bạn đang làm việc trên giàn khoan dầu ngoài khơi, dự án đường ống hay trong nhà máy lọc dầu, việc sử dụng vật liệu phù hợp theo các tiêu chuẩn này sẽ bảo vệ bạn khỏi các hỏng hóc tốn kém, thời gian ngừng hoạt động bất ngờ và các mối nguy tiềm ẩn đối với môi trường.

Đối với các hoạt động dầu khí, đặc biệt là trong môi trường dịch vụ chua trên bờ và ngoài khơi, Tiêu chuẩn MR0175/ISO 15156 là tiêu chuẩn cần đạt tới. Nó đảm bảo rằng vật liệu chịu được những môi trường khắc nghiệt nhất, giảm thiểu các rủi ro như SSC và HIC có thể dẫn đến hỏng hóc thảm khốc.

Ngược lại, đối với các hoạt động tinh chế hoặc xử lý hóa chất, Tiêu chuẩn MR0103/ISO 17495-1 cung cấp hướng dẫn phù hợp hơn. Nó cho phép sử dụng vật liệu hiệu quả trong môi trường có khí chua nhưng với điều kiện ít khắc nghiệt hơn so với khai thác dầu khí. Trọng tâm ở đây là khả năng chống ăn mòn nói chung trong môi trường chế biến.

Hướng dẫn thực tế cho các chuyên gia dầu khí

Khi lựa chọn vật liệu cho các dự án ở cả hai danh mục, hãy cân nhắc những điều sau:

Hiểu môi trường của bạn: Đánh giá xem hoạt động của bạn có liên quan đến việc khai thác khí chua (thượng nguồn) hay tinh chế và xử lý hóa học (hạ nguồn). Điều này sẽ giúp bạn xác định tiêu chuẩn nào cần áp dụng.

Lựa chọn vật liệu: Chọn vật liệu tuân thủ tiêu chuẩn có liên quan dựa trên điều kiện môi trường và loại dịch vụ (khí chua so với tinh chế). Thép không gỉ, vật liệu hợp kim cao và hợp kim chống ăn mòn thường được khuyến nghị dựa trên mức độ nghiêm trọng của môi trường.

Kiểm tra và xác minh: Đảm bảo rằng tất cả các vật liệu được thử nghiệm theo các tiêu chuẩn tương ứng. Đối với môi trường khí chua, có thể cần thử nghiệm bổ sung về SSC, HIC và mỏi ăn mòn.

Tham khảo ý kiến chuyên gia: Luôn là một ý tưởng tốt khi tham khảo ý kiến của các chuyên gia về ăn mòn hoặc các kỹ sư vật liệu quen thuộc với NACE MR0175/ISO 15156 so với NACE MR0103/ISO 17495-1 để đảm bảo hiệu suất vật liệu tối ưu.

Phần kết luận

Tóm lại, hiểu được sự khác biệt giữa NACE MR0175/ISO 15156 so với NACE MR0103/ISO 17495-1 là điều cần thiết để đưa ra quyết định sáng suốt về việc lựa chọn vật liệu cho cả ứng dụng dầu khí thượng nguồn và hạ nguồn. Bằng cách chọn tiêu chuẩn phù hợp cho hoạt động của mình, bạn đảm bảo tính toàn vẹn lâu dài của thiết bị và giúp ngăn ngừa các sự cố thảm khốc có thể phát sinh do vật liệu không được chỉ định đúng cách. Cho dù bạn đang làm việc với khí chua ở các mỏ ngoài khơi hay xử lý hóa chất trong nhà máy lọc dầu, các tiêu chuẩn này sẽ cung cấp các hướng dẫn cần thiết để bảo vệ tài sản của bạn và duy trì sự an toàn.

Nếu bạn không chắc chắn nên tuân theo tiêu chuẩn nào hoặc cần thêm trợ giúp về việc lựa chọn vật liệu, hãy liên hệ với chuyên gia vật liệu để được tư vấn phù hợp về NACE MR0175/ISO 15156 so với NACE MR0103/ISO 17495-1 và đảm bảo các dự án của bạn vừa an toàn vừa tuân thủ các thông lệ tốt nhất của ngành.