JPH09324897A - 石油精製用圧力容器およびその熱処理方法 - Google Patents
石油精製用圧力容器およびその熱処理方法Info
- Publication number
- JPH09324897A JPH09324897A JP14202796A JP14202796A JPH09324897A JP H09324897 A JPH09324897 A JP H09324897A JP 14202796 A JP14202796 A JP 14202796A JP 14202796 A JP14202796 A JP 14202796A JP H09324897 A JPH09324897 A JP H09324897A
- Authority
- JP
- Japan
- Prior art keywords
- heat treatment
- pressure vessel
- post
- temperature
- petroleum refining
- Prior art date
- Legal status (The legal status is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the status listed.)
- Withdrawn
Links
Landscapes
- Heat Treatment Of Articles (AREA)
- Filling Or Discharging Of Gas Storage Vessels (AREA)
- Butt Welding And Welding Of Specific Article (AREA)
Abstract
(57)【要約】
【課題】 内面に腐食防止層を形成した石油精製用圧力
容器において、当該内面の剥離割れを抑制する。具体的
には、腐食防止層の剥離割れを抑制した石油精製用圧力
容器を提供する。またそのための具体的手法として溶接
継手部に対する後熱処理方法を改良する。 【解決手段】 内壁表面にステンレス鋼層を有する石油
精製用圧力容器において、母材とステンレス鋼層との界
面組織を非マルテンサイト組織とし、その結果として界
面硬さを４００Ｈｖ以下とする。そのための具体的手法
として、溶接継手部に対する後熱処理を２段階に分け、
第１段の後熱処理を行った後、該熱処理温度から４９０
〜５８０℃の温度範囲まで冷却してその温度で保持する
第２段の後熱処理を行う。
容器において、当該内面の剥離割れを抑制する。具体的
には、腐食防止層の剥離割れを抑制した石油精製用圧力
容器を提供する。またそのための具体的手法として溶接
継手部に対する後熱処理方法を改良する。 【解決手段】 内壁表面にステンレス鋼層を有する石油
精製用圧力容器において、母材とステンレス鋼層との界
面組織を非マルテンサイト組織とし、その結果として界
面硬さを４００Ｈｖ以下とする。そのための具体的手法
として、溶接継手部に対する後熱処理を２段階に分け、
第１段の後熱処理を行った後、該熱処理温度から４９０
〜５８０℃の温度範囲まで冷却してその温度で保持する
第２段の後熱処理を行う。
Description
【０００１】
【発明の属する技術分野】本発明は、腐食防止層の剥離
割れを抑制した石油精製用圧力容器、並びに該石油精製
用圧力容器の製造における溶接継手部の溶接後熱処理方
法に関し、詳細には圧力容器の母材（例えばＣｒ−Ｍｏ
系合金鋼などの低合金耐熱鋼）と腐食防止層たるステン
レス鋼層（例えばオーステナイト系ステンレス鋼層）と
の間の耐剥離割れ性を向上させる技術に関するものであ
る。
割れを抑制した石油精製用圧力容器、並びに該石油精製
用圧力容器の製造における溶接継手部の溶接後熱処理方
法に関し、詳細には圧力容器の母材（例えばＣｒ−Ｍｏ
系合金鋼などの低合金耐熱鋼）と腐食防止層たるステン
レス鋼層（例えばオーステナイト系ステンレス鋼層）と
の間の耐剥離割れ性を向上させる技術に関するものであ
る。
【０００２】
【従来の技術】石油精製プロセスにおいては、原油から
各種石油類を蒸留精製した後の残留重油を更に利用する
目的で、圧力容器中の残留重油に高温高圧の水素ガスを
反応させることにより、有用な軽質油類を取り出すとい
うことがなされている。この反応による副産物として腐
食性の高い硫化水素が生成するが、上記圧力容器の母材
として一般に使用されているＣｒ−Ｍｏ系合金鋼あるい
はＣｒ−Ｍｏ−Ｖ系合金鋼等は、この硫化水素に対する
腐食感受性が高いという欠点を有している。
各種石油類を蒸留精製した後の残留重油を更に利用する
目的で、圧力容器中の残留重油に高温高圧の水素ガスを
反応させることにより、有用な軽質油類を取り出すとい
うことがなされている。この反応による副産物として腐
食性の高い硫化水素が生成するが、上記圧力容器の母材
として一般に使用されているＣｒ−Ｍｏ系合金鋼あるい
はＣｒ−Ｍｏ−Ｖ系合金鋼等は、この硫化水素に対する
腐食感受性が高いという欠点を有している。
【０００３】そこでこの硫化水素から母材を守るという
主旨から、圧力容器の内壁面に肉盛溶接もしくはクラッ
ド等によりＳＵＳ３０９やＳＵＳ３４７等のステンレス
鋼層を単層または複層に形成することが行われている。
即ち石油精製用圧力容器は、上記母材鋼にステンレス鋼
を肉盛溶接もしくはクラッド法によって積層せしめた材
料を、リング状もしくは板状の部品に加工し、更にこの
部品を継手溶接によりつなぎ合わせて圧力容器形状に加
工して製造されるものであり、従って多くの溶接継手部
が存在する。
主旨から、圧力容器の内壁面に肉盛溶接もしくはクラッ
ド等によりＳＵＳ３０９やＳＵＳ３４７等のステンレス
鋼層を単層または複層に形成することが行われている。
即ち石油精製用圧力容器は、上記母材鋼にステンレス鋼
を肉盛溶接もしくはクラッド法によって積層せしめた材
料を、リング状もしくは板状の部品に加工し、更にこの
部品を継手溶接によりつなぎ合わせて圧力容器形状に加
工して製造されるものであり、従って多くの溶接継手部
が存在する。
【０００４】溶接継手部に対しては、残留応力の除去や
溶接時に溶け込んだ水素の放出、更に母材の機械的特性
の調整などの目的で溶接後熱処理が行われる。この後熱
処理は、通常図１に示す様に６５０〜７２０℃の温度で
５〜３０時間保持することによって行われる。ところが
定期点検等で圧力容器を停止させたときに、水素が母材
とステンレス鋼との界面に濃化することが直接的な原因
となって、母材とステンレス鋼層との間で一種の遅れ破
壊である剥離割れを生じるという問題のあることが分か
った［大西敬三：溶接学会誌，５４，３（１９８５），
ｐ．１５４、および石塚紀男：溶接学会誌，６２，３
（１９９３），ｐ．１５５など］。これは、肉盛溶接部
やクラッド部の界面組織も溶接後熱処理によっも熱的影
響を受けるためであると考えられる。
溶接時に溶け込んだ水素の放出、更に母材の機械的特性
の調整などの目的で溶接後熱処理が行われる。この後熱
処理は、通常図１に示す様に６５０〜７２０℃の温度で
５〜３０時間保持することによって行われる。ところが
定期点検等で圧力容器を停止させたときに、水素が母材
とステンレス鋼との界面に濃化することが直接的な原因
となって、母材とステンレス鋼層との間で一種の遅れ破
壊である剥離割れを生じるという問題のあることが分か
った［大西敬三：溶接学会誌，５４，３（１９８５），
ｐ．１５４、および石塚紀男：溶接学会誌，６２，３
（１９９３），ｐ．１５５など］。これは、肉盛溶接部
やクラッド部の界面組織も溶接後熱処理によっも熱的影
響を受けるためであると考えられる。
【０００５】
【発明が解決しようとする課題】本発明はこの問題点に
着目してなされたものであって、溶接後熱処理条件を工
夫することにより耐剥離割れ性に優れた石油精製用圧力
容器を提供しようとするものである。
着目してなされたものであって、溶接後熱処理条件を工
夫することにより耐剥離割れ性に優れた石油精製用圧力
容器を提供しようとするものである。
【０００６】
【課題を解決するための手段】上記課題を解決すること
によって提供された本発明の石油精製用圧力容器は、母
材の内壁表面に腐食防止のためのステンレス鋼層を有す
る石油精製用圧力容器において、母材（特に好ましくは
Ｃｒ−Ｍｏ系合金鋼あるいはＣｒ−Ｍｏ−Ｖ系合金鋼な
どの低合金耐熱鋼で構成されたもの）とステンレス鋼層
との界面の硬さが４００Ｈｖ以下であること、より好ま
しくは３５０Ｈｖ以下であることを要旨とするものであ
り、またその様な石油精製用圧力容器を製造する手段と
しては、継手部を溶接した後に行われる溶接後熱処理方
法を、第１段及び第２段に分け、特に第２段の熱処理条
件を、第１段熱処理後、４９０〜５８０℃、より好まし
くは５２０〜５６０℃の温度まで冷却し、その温度で保
持（好ましくは１〜２００時間保持）した後冷却するこ
ととした点に要旨を有するものである。
によって提供された本発明の石油精製用圧力容器は、母
材の内壁表面に腐食防止のためのステンレス鋼層を有す
る石油精製用圧力容器において、母材（特に好ましくは
Ｃｒ−Ｍｏ系合金鋼あるいはＣｒ−Ｍｏ−Ｖ系合金鋼な
どの低合金耐熱鋼で構成されたもの）とステンレス鋼層
との界面の硬さが４００Ｈｖ以下であること、より好ま
しくは３５０Ｈｖ以下であることを要旨とするものであ
り、またその様な石油精製用圧力容器を製造する手段と
しては、継手部を溶接した後に行われる溶接後熱処理方
法を、第１段及び第２段に分け、特に第２段の熱処理条
件を、第１段熱処理後、４９０〜５８０℃、より好まし
くは５２０〜５６０℃の温度まで冷却し、その温度で保
持（好ましくは１〜２００時間保持）した後冷却するこ
ととした点に要旨を有するものである。
【０００７】なお第１段熱処理条件は特に限定されず、
一般的に採用されている後熱処理条件、例えば６５０〜
７２０℃の温度で５〜３０時間の保持を行う通常の溶接
後熱処理条件が採用される。
一般的に採用されている後熱処理条件、例えば６５０〜
７２０℃の温度で５〜３０時間の保持を行う通常の溶接
後熱処理条件が採用される。
【０００８】
【発明の実施の形態】本発明者らは石油精製用圧力容器
の耐剥離割れ性を向上させる熱処理方法を開発すること
を目的として、継手溶接後に行われる熱処理条件と母材
−ステンレス鋼層界面の微細組織、およびその剥離割れ
感受性について種々調査した。その結果、溶接後熱処理
をした後の母材とステンレス鋼層との界面に現れる鋼組
織、即ち界面硬さを左右する鋼組織、具体的には、界面
部に生成するマルテンサイト組織が剥離割れに重大な影
響を示すことを見出した。
の耐剥離割れ性を向上させる熱処理方法を開発すること
を目的として、継手溶接後に行われる熱処理条件と母材
−ステンレス鋼層界面の微細組織、およびその剥離割れ
感受性について種々調査した。その結果、溶接後熱処理
をした後の母材とステンレス鋼層との界面に現れる鋼組
織、即ち界面硬さを左右する鋼組織、具体的には、界面
部に生成するマルテンサイト組織が剥離割れに重大な影
響を示すことを見出した。
【０００９】母材−ステンレス鋼層の界面は、母材とし
て例えば、Ｃｒ−Ｍｏ系合金鋼あるいはＣｒ−Ｍｏ−Ｖ
系合金鋼などの低合金耐熱鋼で構成されたものを用いる
場合について考えると、ＣｒやＮｉ等の合金元素の濃度
が、母材の組成に近い濃度（低濃度）からステンレス鋼
の組成に近い濃度（高濃度）まで連続的に変化している
部分であるから、変態温度も大きく変化し、殊にオース
テナイト化温度が非常に低下している部分が存在する。
従って汎用されている溶接後熱処理温度では、母材−ス
テンレス鋼層の界面は部分的にオーステナイト化してお
り、そのまま室温まで冷却すると、冷却時にマルテンサ
イト変態が起こり、母材とステンレス鋼層との界面に非
常に硬くて脆いマルテンサイト組織が生成する（M.F. G
ITTOS, T.G. GOOCH : WELDING RESEARCH SUPPLEMENT ,
DEC., (1992), P461-Sなど）。
て例えば、Ｃｒ−Ｍｏ系合金鋼あるいはＣｒ−Ｍｏ−Ｖ
系合金鋼などの低合金耐熱鋼で構成されたものを用いる
場合について考えると、ＣｒやＮｉ等の合金元素の濃度
が、母材の組成に近い濃度（低濃度）からステンレス鋼
の組成に近い濃度（高濃度）まで連続的に変化している
部分であるから、変態温度も大きく変化し、殊にオース
テナイト化温度が非常に低下している部分が存在する。
従って汎用されている溶接後熱処理温度では、母材−ス
テンレス鋼層の界面は部分的にオーステナイト化してお
り、そのまま室温まで冷却すると、冷却時にマルテンサ
イト変態が起こり、母材とステンレス鋼層との界面に非
常に硬くて脆いマルテンサイト組織が生成する（M.F. G
ITTOS, T.G. GOOCH : WELDING RESEARCH SUPPLEMENT ,
DEC., (1992), P461-Sなど）。
【００１０】ところで剥離割れは一種の遅れ破壊である
と言われており（内藤：圧力技術，１８，５（１９８
０）など）、遅れ破壊の感受性は材料強度、即ち材料の
硬さに依存していることから、界面に生成する硬いマル
テンサイト組織が剥離割れの感受性を高めている可能性
が考えられる。これに対し、より低い温度で溶接後熱処
理をすることも考えられるが、この場合はオーステナイ
ト化が起こらないためマルテンサイトも生成しないが、
もともと溶接後熱処理には溶接継手部の残留応力の除
去、水素の放出、母材の機械的特性の調節等の目的があ
り、これらを達成するためには後熱処理温度を低くする
ことはできない。そこで溶接後熱処理方法を工夫するこ
とにより溶接後熱処理の上記諸目的を達成し、かつ界面
の硬さを低下させることのできる方法、即ちマルテンサ
イト組織の生成を抑制し得る後熱処理方法の検討が必要
であると考えられるに至った。
と言われており（内藤：圧力技術，１８，５（１９８
０）など）、遅れ破壊の感受性は材料強度、即ち材料の
硬さに依存していることから、界面に生成する硬いマル
テンサイト組織が剥離割れの感受性を高めている可能性
が考えられる。これに対し、より低い温度で溶接後熱処
理をすることも考えられるが、この場合はオーステナイ
ト化が起こらないためマルテンサイトも生成しないが、
もともと溶接後熱処理には溶接継手部の残留応力の除
去、水素の放出、母材の機械的特性の調節等の目的があ
り、これらを達成するためには後熱処理温度を低くする
ことはできない。そこで溶接後熱処理方法を工夫するこ
とにより溶接後熱処理の上記諸目的を達成し、かつ界面
の硬さを低下させることのできる方法、即ちマルテンサ
イト組織の生成を抑制し得る後熱処理方法の検討が必要
であると考えられるに至った。
【００１１】マルテンサイト組織が生成する理由は、高
温保持によって生成したオーステナイトがそのままある
程度の速さで冷却されるためである。従って冷却するま
でにオーステナイトを無くしてしまえばマルテンサイト
組織は生成しないと考えられる。そこで本発明では上記
した様に後熱処理を２段に分け、通常の第１段後熱処理
を終了した後、直ちに室温まで冷却することなく、いっ
たんやや低い温度まで冷却し、その温度で保持した後、
室温まで冷却するという方法を開発したのである。この
２段熱処理法によると、通常の溶接後熱処理温度でオー
ステナイト化した部分は２段目の高温保持の間にフェラ
イト＋炭化物に変態するため、その後室温まで冷却して
もマルテンサイト組織は生成せず、したがって界面硬さ
の低下を招き、その結果、剥離割れの感受性が低下する
のである。
温保持によって生成したオーステナイトがそのままある
程度の速さで冷却されるためである。従って冷却するま
でにオーステナイトを無くしてしまえばマルテンサイト
組織は生成しないと考えられる。そこで本発明では上記
した様に後熱処理を２段に分け、通常の第１段後熱処理
を終了した後、直ちに室温まで冷却することなく、いっ
たんやや低い温度まで冷却し、その温度で保持した後、
室温まで冷却するという方法を開発したのである。この
２段熱処理法によると、通常の溶接後熱処理温度でオー
ステナイト化した部分は２段目の高温保持の間にフェラ
イト＋炭化物に変態するため、その後室温まで冷却して
もマルテンサイト組織は生成せず、したがって界面硬さ
の低下を招き、その結果、剥離割れの感受性が低下する
のである。
【００１２】本発明者等が検討した結果によると、剥離
割れ感受性は界面硬さが４００Ｈｖ以下となると著しく
低くなり、３５０Ｈｖ以下となるとさらに低くなること
が明らかになった。ここで言う界面硬さとは、界面をは
さんで母材からステンレス鋼層までの硬さを連続的に測
定し、その最高硬さを求めるという試験を、できるだけ
多くの異なった部分で行い、その最高硬さの平均値を求
めたものである。以下界面硬さと剥離割れ感受性の関係
について説明する。
割れ感受性は界面硬さが４００Ｈｖ以下となると著しく
低くなり、３５０Ｈｖ以下となるとさらに低くなること
が明らかになった。ここで言う界面硬さとは、界面をは
さんで母材からステンレス鋼層までの硬さを連続的に測
定し、その最高硬さを求めるという試験を、できるだけ
多くの異なった部分で行い、その最高硬さの平均値を求
めたものである。以下界面硬さと剥離割れ感受性の関係
について説明する。
【００１３】母材およびステンレス鋼層の硬さは、夫々
の合金組成や熱履歴などによって異なるが、おおよそ１
７０〜２５０Ｈｖの範囲にあり、平均的には２００Ｈｖ
程度である。これに対し、図２における２段目の熱処理
温度を変化させたときの界面硬度への影響は図３に示す
通りであった。それによると、界面硬さは５４０℃付近
で極小となり、４９０〜５８０℃で界面硬さが４００Ｈ
ｖ以下となることが分かった。従って２段目の熱処理温
度は４９０℃以上５８０℃以下が必要であり、より好ま
しくは５２０℃以上であり、また５６０℃以下がより望
ましい。圧力容器の母材としては前記した様に各種低合
金耐熱鋼が用いられ、また内壁の表面層には各種のステ
ンレス鋼が用いられるが、その界面部分が完全にオース
テナイト化する温度は、いずれの場合も、ほぼ同程度
（具体的には６００℃前後）であることを確認してお
り、本発明において推奨される適切な熱処理温度は上記
の温度範囲に含まれる。
の合金組成や熱履歴などによって異なるが、おおよそ１
７０〜２５０Ｈｖの範囲にあり、平均的には２００Ｈｖ
程度である。これに対し、図２における２段目の熱処理
温度を変化させたときの界面硬度への影響は図３に示す
通りであった。それによると、界面硬さは５４０℃付近
で極小となり、４９０〜５８０℃で界面硬さが４００Ｈ
ｖ以下となることが分かった。従って２段目の熱処理温
度は４９０℃以上５８０℃以下が必要であり、より好ま
しくは５２０℃以上であり、また５６０℃以下がより望
ましい。圧力容器の母材としては前記した様に各種低合
金耐熱鋼が用いられ、また内壁の表面層には各種のステ
ンレス鋼が用いられるが、その界面部分が完全にオース
テナイト化する温度は、いずれの場合も、ほぼ同程度
（具体的には６００℃前後）であることを確認してお
り、本発明において推奨される適切な熱処理温度は上記
の温度範囲に含まれる。
【００１４】２段目の熱処理における保持時間は１時間
以上で２００時間以下が望まれる。１時間未満では熱処
理の効果が十分でなく、一方２００時間より長く保持し
ても効果の向上は期待できず、却って母材の強度が低下
するという悪影響を生じる可能性がある。
以上で２００時間以下が望まれる。１時間未満では熱処
理の効果が十分でなく、一方２００時間より長く保持し
ても効果の向上は期待できず、却って母材の強度が低下
するという悪影響を生じる可能性がある。
【００１５】
【実施例】図２に示す後熱処理法の実施に際し、種々の
温度で２段目の後熱処理を行い、得られた材料につき剥
離割れ性の評価試験を行った。供試材としては、２．２
５Ｃｒ−１Ｍｏ鋼を母材とする石油精製用圧力容器の実
機材を用い、帯状電極によるサブマージアーク溶接によ
り母材の内表面にＳＵＳ３０９とＳＵＳ３４７の２層の
肉盛溶接がなされている。剥離割れ試験の条件は、試験
温度４７５℃、水素圧力２００ｋｇ／ｃｍ2 、保持時間
４８時間であり、保持終了後２００℃／時間の冷却速度
で室温まで冷却した。室温到達後７２時間放置してから
超音波による探傷試験を行い、剥離割れの面積率を求め
た。界面硬さの測定は、各試料につき２０箇所以上の測
定を行い、夫々の最高硬さを求めそれらの平均を取った
ものである。
温度で２段目の後熱処理を行い、得られた材料につき剥
離割れ性の評価試験を行った。供試材としては、２．２
５Ｃｒ−１Ｍｏ鋼を母材とする石油精製用圧力容器の実
機材を用い、帯状電極によるサブマージアーク溶接によ
り母材の内表面にＳＵＳ３０９とＳＵＳ３４７の２層の
肉盛溶接がなされている。剥離割れ試験の条件は、試験
温度４７５℃、水素圧力２００ｋｇ／ｃｍ2 、保持時間
４８時間であり、保持終了後２００℃／時間の冷却速度
で室温まで冷却した。室温到達後７２時間放置してから
超音波による探傷試験を行い、剥離割れの面積率を求め
た。界面硬さの測定は、各試料につき２０箇所以上の測
定を行い、夫々の最高硬さを求めそれらの平均を取った
ものである。
【００１６】試験の結果を表１に示す。表から分かる様
に、２段目の後熱処理温度を４９０〜５８０℃としたも
のでは界面硬さが４００Ｈｖ以下であり、剥離割れが抑
制されている。
に、２段目の後熱処理温度を４９０〜５８０℃としたも
のでは界面硬さが４００Ｈｖ以下であり、剥離割れが抑
制されている。
【００１７】
【表１】
【００１８】
【発明の効果】本発明は以上の様に構成されているの
で、油精製用圧力容器における母材とステンレス鋼層と
の間の耐剥離割れ性に優れた安全な石油精製用圧力容器
が提供できることとなった。
で、油精製用圧力容器における母材とステンレス鋼層と
の間の耐剥離割れ性に優れた安全な石油精製用圧力容器
が提供できることとなった。
【図面の簡単な説明】
【図１】従来の後熱処理のヒートパターンを示す図であ
る。
る。
【図２】本発明に用いた後熱処理のヒートパターンを示
す図である。
す図である。
【図３】後熱処理温度と界面硬さとの関係を示した図で
ある。
ある。
Claims (6)
- 【請求項１】 内壁表面にステンレス鋼層を有する石油
精製用圧力容器において、母材とステンレス鋼層との界
面の硬さが４００Ｈｖ以下であることを特徴とする石油
精製用圧力容器。 - 【請求項２】 母材が低合金耐熱鋼である請求項１に記
載の石油精製用圧力容器。 - 【請求項３】 低合金耐熱鋼がＣｒ−Ｍｏ系合金鋼ある
いはＣｒ−Ｍｏ−Ｖ系合金鋼である請求項２に記載の石
油精製用圧力容器。 - 【請求項４】 内壁表面にステンレス鋼層を有する石油
精製用圧力容器の製造における溶接継手部の後熱処理に
際し、第１段の熱処理を行った後、該熱処理温度から４
９０〜５８０℃の温度範囲まで冷却してその温度で保持
する第２段の熱処理を行い、しかる後、冷却することを
特徴とする請求項１〜３のいずれかに記載の石油精製用
圧力容器の熱処理方法。 - 【請求項５】 第１段の熱処理が、６５０〜７２０℃の
温度範囲で５〜３０時間の保持によって行うものである
請求項４に記載の石油精製用圧力容器の熱処理方法。 - 【請求項６】 第２段の熱処理が、１〜２００時間の保
持によって行うものである請求項４に記載の石油精製用
圧力容器の熱処理方法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP14202796A JPH09324897A (ja) | 1996-06-04 | 1996-06-04 | 石油精製用圧力容器およびその熱処理方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP14202796A JPH09324897A (ja) | 1996-06-04 | 1996-06-04 | 石油精製用圧力容器およびその熱処理方法 |
Publications (1)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH09324897A true JPH09324897A (ja) | 1997-12-16 |
Family
ID=15305672
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP14202796A Withdrawn JPH09324897A (ja) | 1996-06-04 | 1996-06-04 | 石油精製用圧力容器およびその熱処理方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPH09324897A (ja) |
Cited By (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| WO2017221594A1 (ja) * | 2016-06-22 | 2017-12-28 | 昭和電工株式会社 | 硫化水素混合物及びその製造方法並びに充填容器 |
-
1996
- 1996-06-04 JP JP14202796A patent/JPH09324897A/ja not_active Withdrawn
Cited By (3)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| WO2017221594A1 (ja) * | 2016-06-22 | 2017-12-28 | 昭和電工株式会社 | 硫化水素混合物及びその製造方法並びに充填容器 |
| JPWO2017221594A1 (ja) * | 2016-06-22 | 2019-04-11 | 昭和電工株式会社 | 硫化水素混合物及びその製造方法並びに充填容器 |
| US11312625B2 (en) | 2016-06-22 | 2022-04-26 | Showa Denko K.K | Hydrogen sulfide mixture, method for producing same, and filling container |
Similar Documents
| Publication | Publication Date | Title |
|---|---|---|
| Maurya et al. | Dissimilar welding of duplex stainless steel with Ni alloys: A review | |
| Khan et al. | Effect of filler metal on solidification, microstructure and mechanical properties of dissimilar super duplex/pipeline steel GTA weld | |
| Otegui et al. | Failure analysis of tube–tubesheet welds in cracked gas heat exchangers | |
| Kim et al. | C-ring stress corrosion test for Inconel 600 and Inconel 690 sleeve joint welded by Nd: YAG laser | |
| Hanzaei et al. | The effect of hydrogen content and welding conditions on the hydrogen induced cracking of the API X70 steel weld | |
| JP7172623B2 (ja) | ステンレス鋼管及び溶接継手の製造方法 | |
| Natesan et al. | Preliminary materials selection issues for the next generation nuclear plant reactor pressure vessel. | |
| Lin et al. | Study on the microstructure and toughness of dissimilarly welded joints of advanced 9Cr/CrMoV | |
| Woollin | Postweld heat treatment to avoid intergranular stress corrosion cracking of supermartensitic stainless steels | |
| JPH09324897A (ja) | 石油精製用圧力容器およびその熱処理方法 | |
| Joseph et al. | Characteristics study of post weld heat treatment in SA 387 grade 22 steel by cladding using gas tungsten arc welding process | |
| Rogne et al. | Intergranular corrosion/cracking of weldable 13% Cr steel at elevated temperature | |
| JPH07103871A (ja) | 溶接熱影響部の疲労破壊感受性評価試験法 | |
| Mateša et al. | Effect of cladding procedures on mechanical properties of heat treated dissimilar joint | |
| JP3501922B2 (ja) | 圧力容器の剥離割れ防止方法 | |
| JP2006118862A (ja) | 応力腐食割れサンプルの作製方法および非破壊試験用試験片 | |
| Alves et al. | Recent Experiences with UNS N08031 Plus Roll Bond Cladding | |
| Aljohani et al. | Corrosion of weldments | |
| Garcia et al. | Induction bending effects on mechanical properties and corrosion resistance of duplex stainless steel UNS S31803 pipes | |
| Garcia et al. | Metallurgical, strength and toughness evaluation on F22 steel welding with ER80S-G and nickel-based filler metals | |
| Tahara et al. | Chronological Review of Manufacturing Technologies and Considerations to Maintenance/Inspection for Heavy Wall Hydroprocessing Reactors | |
| Izquierdo et al. | Qualification of weldable X65 grade riser sections with upset ends to improve fatigue performance of deepwater steel catenary risers | |
| Arab | Comparison of Ultrasonic and Thermal Stress Relief Treatments of GTAW Welded 316L Stainless Steel Pipes on Residual Stress an Stress Corrosion Cracking (SCC) | |
| Ismadi et al. | Study Effect of Holding Time at Post Weld Heat Treatment (PWHT) on Joint Dissimilar Welding ASTM 335 P11 to ASTM 304L under Controlled Condition | |
| Sarrat et al. | DetaClad™ Characterization for High-Temperature and High-Pressure Hydrogen Service |
Legal Events
| Date | Code | Title | Description |
|---|---|---|---|
| A300 | Withdrawal of application because of no request for examination |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A300 Effective date: 20030805 |