在高温,高压,氢环境中21／4Cr—1Mo钢及其焊接接头KIH的测试

采用恒位移试验方法，在高温、高压、氢环境中用ＷＯＬ试样测试了２１４Ｃｒ－１Ｍｏ钢及其焊接接头的应力腐蚀门限应力强度因子ＫＩＨ。试验结果表明：采用恒位移试验方法测试高温、高压、氢环境中２１４Ｃｒ－１Ｍｏ钢及其焊接接头的ＫＩＨ是可行的。     

Cr—Ni—Mo钢长泵筒的选材和氮化

从专用结构钢中选择了Ｃｒ－Ｎｉ－Ｍｏ类钢制作抽油泵的长泵筒，其中以３５ＣｒＮｉＮｏ和３５ＣｒＮｉ１Ｍｏ钢为好。经气体氮化后，达到了所需的氮化层深度和硬度，变形极小，泵筒硬度（ＨＶ１０≥６６０）指标达到了美国同类产品的指标，成为可供选择的替代专用氮化钢３８ＣｒＭｏＡ１Ａｒ钢的材料之一。     

有堆焊层的C—0.5Mo加氢反应器抗氢蚀性能研究

采用模拟试样,在高温、高压、充氢条件下,试验了Ｃ－０．５Ｍｏ钢和有奥氏体不锈钢堆焊层的Ｃ－０．５Ｍｏ 抗高温氢腐蚀性能的差别。试验结果表明：由于堆焊层可降低Ｃ－０．５Ｍｏ基中的扩散氢浓度,使得有不钢堆焊层的Ｃ－０．５Ｍｏ钢抗氢蚀性能显著高于无堆焊层的Ｃ－０．５Ｍｏ钢。用以上试验结果,分析一台堆焊层的Ｃ－０．５Ｍｏ钢另氢反应器,认为该反应器可在高于Ｎｅｌｓｏｎ曲线中０．５Ｍｏ钢的操作极限条件下继续安     

加氢反应器的材质与特性

目前,制造加氢反应器均采用各种型号的Ｃｒ－Ｍｏ钢,近年来采用最多的是称之为Ｆ３Ｖ的改进型Ｃｒ－Ｍｏ钢种。据统计,自１９８７年以来,世界范围内已有３５台Ｆ３Ｖ钢制加氢反应器投用。此外,还有增强型２Ｃｒ－Ｍｏ钢（１９８４年通过ＡＳＭＥＣｏｄｅＣａｓｅ２０９８认证）制反应器,正在经受实践的考验。用Ｆ３Ｖ钢制造加氢反应器主要有如下五条优点：（１）在高温（４５０℃）下可承受更高的设计压力,运行安全可靠;（２）具有优良的耐氢腐蚀性,一旦反应器因故超温,如短时间达到５１０℃,装置仍可安全运转;（３）具有更高的…     

11／4Cr—1／2Mo—Si钢制加氢反应器焊接

随着石油化工设备高参数及大型化的发展，对压力容器的焊接要求越来越高。在国内，我厂首次将国外钢材１１４Ｃｒ－１２Ｍｏ－Ｓｉ钢（符合ＡＳＴＭＡ３８７Ｇｒ１１ＣＬ２）作为主体材料制造了１台加氢反应器，并为此做了多方面的试验。１焊接性鉴于１１４Ｃｒ－１２Ｍｏ...     

Cr－Ni－Mo钢长泵筒的选材和氮化

从专用结构钢中选择了Ｃｒ－Ｎｉ一Ｍｏ类钢制作抽油泵的长泵筒，其中以３５ＣｒＮｉＭＯ和３５ＣｒＮｉ１Ｍｏ钢为好。经气体氮化后，达到了所需的氮化层深度和硬度，变形极小，泵筒硬度（ＨＶ１０≥６６０）指标达到了美国同类产品的指标，成为可供选择的替代专用氮化钢３８ＣｒＭｏＡ１Ａ钢的材料之一。     

00Cr20Ni25Mo4.5Cu钢在含Cl^—甲乙混合酸塔器中的腐蚀分析

文章对上海石化的Ｃｌ－甲、乙混合酸塔器选用００Ｃｒ２０Ｎｉ２５Ｍｏ４．５Ｃｕ钢１７年来的使用与腐蚀情况作了讨论与分析，并提出了防腐蚀改造建议。     

超低氢粘结焊剂埋弧焊2.25Cr—1Mo厚钢件—用焊后低温加热法防止氢…

２．２５Ｃｒ－１Ｍｏ钢厚壁压力容器埋弧焊采用焊后低温加热（ＬＴＰＷＨＴ）代替中间消除应力退火（ＩＳＲ）、防止焊缝出现横向裂纹的基础是：焊缝残留应力和扩散氢含量峰值（ＤＨＣ）位于最终焊道之下的硬化区，而采用正确的焊后低温加热即可使扩散氢含量降到引起开裂的临界扩散氢含量以下。埋弧焊的焊缝金属中扩散氢含量决定于熔剂的类型和成分，ＰＦ－２００粘结焊剂在炉中再次烘干后立刻用于焊接，其焊缝熔敷金属的扩散氢含量     

1Cr5Mo耐热钢的焊接工艺试验及施工

依据１Ｃｒ５Ｍｏ钢炉管的化学成份与力学性能，选用ＨＣｒ５Ｍｏ焊丝和Ｒ５０７焊条，采用氢弧焊打底（管子内充氩气保护），手工焊盖面的焊接方法（焊口预热温度为３００℃），对１Ｃｒ５Ｍｏ钢炉管进行焊接，焊后立即包以保温材料缓冷，２４ｈ后进行１００％的Ｘ射线探伤，然后对焊口进行热处理（７５０℃×２ｈ）。对１Ｃｒ５Ｍｏ钢炉管进行 焊接试验表明，接头焊缝的力学性能完全达到ＧＢ１５０－８９标准中的要求，热处理后，     

两种Cr—Mo钢的异种焊缝接头中软化区的形成

本文表征了９０Ｃｒ－１Ｍｏ和２．２５Ｃｒ－１Ｍｏ铁素体异种焊缝接头在不同的焊后热处理过程中显微结构的稳定性。我们从２．２３Ｃｒ－１Ｍｏ钢堆敷在９Ｃｒ－１Ｍｏ钢板上或反之所得到焊件上截取试样进行分析,发现随后的焊后热处理导致低Ｃｒ铁素体钢焊缝或母材中出现了软化区组织,靠近软化区在焊件的高Ｃｒ侧还测出了富碳硬化区。在焊缝的未完全混合区发现了另一些软化区和硬化区。由于碳的活性弹度的作用,促使碳从低Ｃｒ侧     

φ127mm G105钻杆加厚区刺穿失效分析

通过力学性能测试、化学分析、金相组织和断口分析,对某井φ127 mm G105钻杆加厚区刺穿失效原因进行分析。结果表明,钻杆加厚区刺穿失效的原因是管端在礅粗加厚过程中加热温度过高,造成外表面形成厚的脱碳层和氧化层,礅粗变形量过大使得外表面的脱碳层和氧化层在礅粗过程中被挤入管体内部形成条带状分布的折皱缺陷。在钻井过程中交变应力作用下,深折皱底部首先萌生疲劳裂纹,随着裂纹的扩展,最终导致钻杆加厚区发生刺穿失效。     

锅炉氢腐蚀的危害及应对措施探讨

腐蚀是造成锅炉设备损坏的主要原因之一.国家对于锅炉水质指标有明确的规定,锅炉炉水pH值是锅炉水质非常重要的一项指标,维持适当的碱度能够有效的防止锅炉炉管尤其是水冷壁的腐蚀,pH过低就会对锅炉造成严重的腐蚀,进而造成锅炉爆管、泄漏的事故.     

60Si2Mn弹簧表面脱炭仿真与试验研究

脱碳是影响石油钻机游车大钩中60Si2Mn减震弹簧使用寿命的重要因素之一。试验研究了60Si2Mn减震弹簧表面脱碳与加热时间的关系。利用DEFORM-3D软件对60Si2Mn减震弹簧的脱碳过程进行了模拟,结果表明:随着加热时间的延长,脱碳层深度增加,脱碳程度加剧,初期脱碳速率较快,随后速率逐渐减缓。研究结果对提高大钩使用寿命有指导意义。     

CJST塔盘在天然气胺法脱硫脱碳装置上的应用

天然气脱硫脱碳装置的脱硫塔中醇胺混合溶液普遍存在发泡现象,给生产带来一定影响。本文根据发泡现象的机理和危害,分析了缓解发泡现象五个主要途径的效果。经过对比,选取了新研发的CJST塔盘进行室内和现场应用试验。由试验得知,该塔盘可以较好解决胺法脱硫塔内的发泡问题,并有一定的节能降耗作用。     

天然气混合胺法深度脱碳工艺中吸收塔型的选取

文章在分析天然气混合胺法深度脱碳工艺特点的基础上,以广东珠海天然气液化项目为例,分析了天然气混合胺法深度脱碳工艺的主要工艺设备——吸收塔的主要类型,根据该项目对CO2净化度的要求,选取散堆填料和规整填料的优点,开发了一种类似"三明治"式的混合型填料,为天然气深度脱碳开拓了新路。     

139.7 mm 18°台肩牛头吊卡锁舌断裂原因分析

某井起钻时发生了一起139.7 mm 18°台肩牛头吊卡锁舌断裂事故.文章对吊卡锁舌断口形貌、金相组织、材质等进行了全面试验分析,并对吊卡锁舌的受力状态进行了分析计算.认为吊卡锁舌断裂原因是断裂部位表面存在的脱碳层,降低了钢的强韧性,在使用过程中产生了疲劳裂纹.吊卡台肩部位的磨损和变形对锁舌断裂有一定促进作用.     

天然气脱碳胺液再生能耗分析

基于天然气胺法脱碳工艺建立了小型胺液吸收-再生循环实验装置,开展了甲基二乙醇胺(MDEA)+哌嗪(PZ)混合胺液的再生实验,考察了不同工艺参数下再生能耗的变化情况。结果表明:再沸器温度由381 K升高到391 K时,再生能耗随之由3.13 MJ/Kg增大到5.52 MJ/Kg,其中潜热消耗为主要因素;将再生后贫液负荷控制在0.25 mol/mol,可同时保持较低的再生能耗和较高的再生程度;增大富液负荷可有效降低再生能耗;富液经预热后再进入再生塔可降低胺液蒸发潜热消耗量,当胺液进塔温度由353 K升高至373 K时,再生能耗降低了17%;该实验装置胺液处理量为3.6 L/h时,再生能耗可达到最低值。     

PZ活化MDEA乙烷深度脱碳工艺研究

目的 解决醇胺法乙烷脱碳工艺造成的乙烷损失量较大和装置能耗较高等问题。方法 用Aspen HYSYS软件对某乙烷回收流程的粗乙烷产品进行胺法脱碳模拟,在控制乙烷损失物质的量比小于0.3%的情况下对胺液中的PZ和MDEA质量分数进行了优选,同时对乙烷脱碳流程进行能耗优化。结果 与天然气脱碳工艺不同,乙烷脱碳工艺的MDEA质量分数太高会损失大量乙烷。在达到脱碳效果的前提下,较低的MDEA质量分数可避免损失大量乙烷,最佳MDEA质量分数为20%～28%。在此MDEA质量分数的条件下,可保证乙烷损失比仅为0.3%,往胺液中加入少量哌嗪(PZ)就可显著提高胺液对CO₂的吸收效果,最佳PZ质量分数为2.5%～5.5%。乙烷脱碳装置的主要能耗为胺液再生能耗,优化后装置的总能耗显著降低。结论 在工业条件下,应用较低质量分数的胺液可显著降低乙烷损失,可合理提高富胺液入再生塔温度或适当降低脱碳溶液循环量,以降低装置能耗。     

影响螺旋焊管光谱分析误差的因素

目前螺旋焊管化学成分分析一般采用发射光谱仪进行。分析了引起光谱分析误差的主要因素,如试样脱碳层深度、表面粗糙度、描迹等。提出了减小光谱分析误差的具体措施,如确定试样的打磨深度,减小制备试样的表面粗糙度,对设备定期描迹,并及时维护、清洁等。