, Hradec nad Moravicí

Transkript

1 ŽÁRUPEVNÉ VLASTNOSTI NÍZKOLEGOVANÉ OCELI 2,25%Cr-,6%W-0,25%V. CREEP PROPERTIES OF LOW-ALLOY STEEL 2,25%Cr-,6%W-0,25%V Jan Hakl, Tomáš Vlasák, Peter Brziak 2, Peter Zifčák 2 SVUM a.s., Areál VÚ Běchovice, 90 Praha, ČR, <hightempmat@svum.cz> 2 VUZ-PI SR, Račianská 7, Bratislava, SR, <brziak.peter@vuz.sk> Abstrakt Nízkolegovaná ocel 2,25%Cr-,6%W-0,25%V označovaná P23 je používaná na potrubní systémy v energetice. Na základě dlouhodobých zkoušek tečení v rozsahu teplot 500 až 600 C a napětí MPa bylo provedeno vyhodnocení pevnosti při tečení, rychlost tečení a meze tečení. Cílem návazné metalografické analýzy bylo dokumentovat degradaci struktury po creepové expozici. Abstract Low-alloy steel 2,25%Cr-,6%W-0,25%V marked P23 is used for pipe lines in power engineering. From long term creep tests, in temperature range C and stress range MPa, rupture strength, creep rate and strength for specific creep strain were evaluated. Aim of connected metallographic analysis is to document microstructure degradation after creep exposition.. ÚVOD Požadavky na snižování emisí a růst účinnosti uhelných tepelných elektráren jsou hnací silou vývoje nových žárupevných ocelí. Pro současnou energetiku byla charakteristická teplota páry na vstupu do turbiny C. V posledních letech však dochází k růstu teplot nad 565 C, a to až do okolo 600 C. Při srovnání dosavadních parametrů páry 540 C/8 MPa lze v případě páry superkritických parametrů (60 C/30 MPa) dosáhnout zvýšení účinnosti asi o 8% při snížení emisí CO 2 o zhruba 20% [,2]. Pro části provozované v creepové oblasti jsou klíčovými užitnými vlastnostmi odolnost proti tečení a odolnost proti vysokoteplotní korozi (oxidaci) v prostředí vodní páry. Potenciálním materiálem pro tyto účely by mohly být austenitické CrNi(Mo) ocele. Jejich použití brání nízká teplotní vodivost a velká teplotní roztažnost, což v případě změn provozních režimů představuje nebezpečí poškozování částí mechanizmy tepelné únavy. Kromě toho hraje roli i vysoká cena těchto materiálů. V průmyslově vyspělých zemích (zejména USA, Japonsko a země EU)se proto věnuje velká pozornost vývoji a technologickému osvojení nových značek martenzitických ocelí na bázi (9-2) %Cr, modifikovaných dalšími prvky (Mo, W, Co, N, B, V). V EU probíhá tento vývoj v rámci projektů COST a je předpoklad, že tato skupina ocelí umožní aplikace při provozních teplotách až do 650 C [3-6]. Kromě toho existuje pokrok i v oblasti nízkolegovaných ocelí, kde je návaznost na původně vodíkuvzdorné ocele typu 3Cr-0,5Mo. Výsledkem japonského a německého výzkumu jsou trubkové ocele T23 (2,25Cr-0,8Mo-

2 0,25V-,6W,Nb, B) a T24 (2,4Cr-Mo-0,25V,Ti,B), určené pro vodní stěny a přehříváky [7-9]. Užitné vlastnosti materiálu tenkostěnných trubek z T23 a T24 jsou již dobře známy [0]. Pokračující výzkum je zaměřen na vlastnosti silnostěnných trubek z P23 [,2]. Na tuto problematiku je zaměřena předkládaná práce. 2. SOUHRN ZÁKLADNÍCH INFORMACÍ O T23/P23 Chemické složení obou ocelí je uvedeno v tab.i [0,3]. Je zřejmé, že v obou případech je shodné. Jediný rozdíl představuje skutečnost, že v případě P23 není specifikována dolní mez obsahu B. Hlavní informace o T23 budou platné i pro P23. Základní fyzikální vlastnosti T23 a ARA diagram jsou v [0]. Teploty transformací A C jsou mezi 800 až 820 C a A C3 mezi 960 až 990 C. Z diagramu ARA je zřejmé, že v širokém rozsahu ochlazovacích rychlostí z austenitu bude vznikat bainiticko-martenzitická struktura. Tepelné zpracování T23 se provádí normalizací při 060±0 C a popouštěním 760 C±5 C, při kterém precipitují v optimální disperzi karbidy [0]. Základní mechanické charakteristiky při 20 C ocele T23 jsou ve srovnání s T22 (2,5Cr- Mo) a P9 (9Cr-Mo) následující: Standard Ocel R p0,2 mim R p min A min Tvrdost HB max (MPa) (MPa) (%) ASTM A 23 T ASTM A 23 Code Case 299 T ASTM A 23 T Teplotní závislosti mezí R p0,2 a R m jsou graficky pro T 23 znázorněny v [0], kde je též uvedena žárupevnost a dovolená návrhová napětí pro tento materiál. 3. CREEPOVÉ VLASTNOSTI Zkušební materiál P23 byl vyroben hutí Vallourec and Mannesmann Tubes a dodán pod tavbovým označením ve formě bezešvé trubky 29x30 mm ve stavu tepelně zpracovaném postupem 060 C/voda+760 C/2 h. Podle atestu [3] je chemické složení uvedeno v tab.i a základní mechanické charakteristiky v tab.ii. Tab.I. Chemické složení ocele T23, P23 a tavby [0,3] Tab.I Chemical composition of T23, P23 steels and heat [0,3] Prvek T23 dle ASTM P23 dle ASTM Tavba A 23 A 335M C 0,04 0,0 0,04 0,0 0,07 Mn 0,0 0,60 0,0 0,60 0,54 P max 0,030 max 0,030 0,008 S max 0,00 max 0,00 0,004 Si max 0,50 max 0,50 0,28 Cr,9 2,6,9 2,6 2,08 Mo 0,05 0,30 0,05 0,30 0,08 V 0,20 0,30 0,20 0,30 0,22 W,45,75,45,75,65 Nb 0,02 0,08 0,02 0,08 0,03 B 0,0005 0,0060 max 0,0060 0,002 N max 0,030 max 0,030 0,0 Al max 0,030 max 0,030 0,08 2

3 Tab.II Atestační hodnoty materiálových vlastností při pokojové teplotě. Tab.II Attest values of material properties at room temperature. Materiálová vlastnost R p0,2 (MPa) R m (MPa) A (%) KCV* (J) Atest ,3 85 Požadavek * Střední hodnota ze 3 měření ; vzorky orientovány ve směru podélné osy trubky Zkoušky žárupevnosti byly provedeny na vzduchu na tyčích s měrným průměrem a délkou 5x50 mm pro teploty 500, 550 a 600 C a napětí MPa. Celkem bylo provedeno 2 zkoušek. Pevnost při tečení byla vyhodnocována standardním postupem s použitím regresní závislosti [4,5] log t i = A i + A 2i log T A 5i + C 3i T A [ ( A σ T) ] + A log log[ sinh( A σ T) ] log sinh 6i 4i 5i 6i kde σ je napětí, T je teplota, t i i= je čas do lomu, i=2 je čas do % creepové deformace, i=3 je minimum creepové rychlosti, A i -A 6i jsou materiálové konstanty, uvedené v tab.iii. () Doba do lomu [h] C 550 C 600 C Obr. Fig Napětí [MPa] Pevnost při tečení oceli P23 Creep strength evaluation of P23 steel 3

4 Grafická interpretace této závislosti je na obr.. Jednotlivé creepové křivky byly vyhodnoceny následujícím modelem [5] [ g( π( t) )] ε m εc =ε0, (2) ε0 K N + exp ( ( )) ( 2 π ) t =π + exp( 2) M g π, (2a) t π =, (2b) t r σ 0 0 E 2 ε =, (2c) ( T) E 2, (2d) T ( T) = E + E exp E 3 kde ε c t t r ε 0 K,M,N, ε m, E -3 je creepová deformace, je čas, je doba do lomu, je elastická deformace, jsou materiálové konstanty. Příklady vyhodnocených křivek jsou na obr.2. Deformace [%] MPa 80MPa 200MPa 20MPa 220MPa 550 C Deformace [%] MPa 25MPa 45MPa 60MPa 600 C 0 Obr.2 Fig Čas [h] Příklady vyhodnocených křivek oceli P23 Examples of evaluated creep curves of P23 steel Čas [h] Z vyhodnocených křivek je pak možno určit dobu pro dosažení specifické creepové deformace a minimální rychlost tečení. Pro stanovení % creepové deformace a minimální rychlosti tečení byl použit stejný model [4,5] jako v předchozím případě. První případ je znázorněn na obr.3, druhý pak na obr.4. Příslušné materiálové konstanty jsou uvedeny v tab.iii. 4

5 0000 Doba do % deformace [h] C 550 C 600 C Napětí [MPa] Obr.3 Doba do % crepové deformace oceli P23 Fig. 3 Time to % creep strain of P23 steel Minimální rychlost tečení [%/h] 0, 0,0 0,00 0, C 550 C 600 C Napětí [MPa] Obr.4 Minimální rychlost tečení oceli P23 Fig.4 Minimum creep rate of P23 steel 5

6 Tab.III Materiálové parametry regresního modelu () platné pro σ[mpa], T [K], t r [h]. Tab. III Material constants of regression model () valid for σ [MPa], T [K], t r [h]. Konstanta Hodnota Konstanta Hodnota Konstanta Hodnota A, E+02 A 2-5,695922E+0 A 3 4,493809E+0 A 2 4, E+0 A 22 -, E+0 A 23,509664E+0 A 3-7,997568E-02 A 32,747098E-0 A 33-2, E-02 A 4-2, E-0 A 42 3, E-0 A 43-4, E-02 A 5, E+04 A 52 6,050772E+02 A 53 6,449039E+02 A 6 9, E-04 A 62 2, E-04 A 63, E VLIV CREEPOVÝCH PODMÍNEK NA MIKROSTRUKTURU Cílem následující kapitoly je specifikovat vliv zkušební teploty a doby setrvání na teplotě na mikrostrukturu. K tomu účelu byly studovány jeden vzorek ve výchozím stavu a čtyři creepově exponované stavy (podrobnosti uvádí tab.iv.). Pro tyto účely byla použita světelná mikroskopie (LM) a transmisní elektronová mikroskopie (TEM). Pro TEM pozorování byl použit mikroskop JEOL 200 CX (vybavený chemickým analyzátorem EDX EDAX 9900), pracující při 200 kv. Částice karbidů, vyloučené na uhlíkových replikách, byly identifikovány pomocí EDX a elektronové difrakční techniky. Mikrostruktura ve výchozím stavu byla bainiticko-martenzitická a je zobrazena na obr.5a (LM) a 5b (TEM). Na replikách byly identifikovány tři typy karbidů. Karbidy M 23 C 6 a M 7 C 3 precipitovaly uvnitř zrn a na hranicích; malé karbidy MX precipitovaly uvnitř zrn. Detekované karbidy jsou uvedeny v tab.iv. Tab. IV Vzorky vybrané pro metalografické analýzy Tab.IV Creep specimen selected for microstructural study. Podmínky Lokalizace vzorku Detekované karbidy Výchozí stav - MX, M 23 C 6, M 7 C C/200MPa hlava MX, M 23 C 6, M 7 C 3 /3 269h tělo tyče MX, M 23 C 6, M 7 C 3, M 6 C 550 C/50MPa hlava MX, M 23 C 6, M 7 C 3, M 6 C /5 99h tělo tyče MX, M 23 C 6, M 7 C 3, M 6 C 600 C/45MPa hlava MX, M 23 C 6, M 7 C 3, M 6 C /2 02h tělo tyče MX, M 23 C 6, M 7 C 3, M 6 C 600 C/05MPa hlava MX, M 23 C 6, M 7 C 3, M 6 C /3 503h tělo tyče MX, M 23 C 6, M 7 C 3, M 6 C V teplotně exponovaném stavu byly porovnány dva základní typy mikrostruktury: a) Mikrostruktura podobná výchozímu stavu byla pozorována na vzorcích testovaných při teplotě 550 C. Laťková struktura je jasně patrná. Typický příklad je zobrazen na obr.5c (LM) a obr.5d (TEM). b) Vysoce popuštěná mikrostruktura je dokumentována na obr.5e a 5f. Znaky dříve popsané laťkové mikrostruktury jsou zřetelné; karbidy jako výsledek rozkladu martenzitu a bainitu jsou patrné ve feritické matrici. 6

7 Detekované karbidy jsou shrnuty v tab.iv. ve výchozím stavu byly identifikovány tři typy karbidů: M 23 C 6, M 7 C 3 a MX. V tepelně exponovaných stavech byly nalezeny kromě těchto karbidů i částice M 6 C. Podrobnější údaje o mikrostruktuře lze nalézt v citaci [6]. LM TEM 50µm 5µm a) Výchozí stav. b) Výchozí stav. 50µm 5µm c) 550 C/50MPa/5 99h, tělo vzorku. d) 550 C/50MPa/5 99h, tělo vzorku. 50µm 5µm e) 600 C/05MPa/3 503h, tělo vzorku. f) 600 C/05MPa/3 503h, tělo vzorku. Obr. 5 Mikrostruktury vybraných vzorků. Fig.5 Microstructure of selected specimens. 5. ZÁVĚR Provedené práce s ocelí P23 a jejich výsledky lze stručně shrnout takto: ) Byla stanovena pevnost při tečení, doba pro dosažení % creepové pevnosti a minimální rychlost tečení. 2) Byl určen vliv žíhání při creepových teplotách na mikrostrukturu. 7

8 6. LITERATURA [] MARLOW,B.A.: Advanced Steam Turbines. Proc.conf. Advances in Turbine Materials, Design and Manufacturing. p.36. Newcastle upon Tyne, 997, Eds. A.Strang et al., IOM and IME, London 997. [2] KEHLHOFER,R.: Power engineering, status and trends. Proc.conf. Materials for Advanced Power Engineering 998. p.3. Eds. J.Lecomte-Becker et al., Forschungszentrum Jülich GmbH, 998. [3] STAUBLI,M.E.-MAYER,K.H.-KERN,T.V.-VANSTONE,R.W.: COST 50/COST 522. The European Collaboration in advanced steam turbine materials for ultra efficient, low emission power plants. Proc.conf. PARSON 2000: Advanced materials for 2 st Century Turbines and power plants. p.98. Eds. A.Strang et al. IOM, London [4] VODÁREK,V.: Fyzikální metalurgie modifikovaných (9-2)%Cr ocelí. VŠB - Technická univerzita Ostrava. Ostrava [5] KERN,T.V.-SCARLIN,B.-VANSTONE,R.W.-MAYER,K.H.: High temperature forged components for advanced steam power plants. See /2/, p.53. [6] MAYER, K.H.-HANUS,R.-KERN,T.-STAUBLI,M.-THORTON,D.V.: High temperature cast components for advanced steam power plants. See /2/, p.7. [7] DESHAYES,F.-BENDICK,W.-HAARMANN,K.-VAILLANT,J.C.: New 2 3% Cr steel grades for waterfall panels and superheaters. See /2/, p.499. [8] JAKOBOVÁ,A.-FOLDYNA,V.-VODÁREK,V.-KUBOŇ,Z.-FILIP,M.: Creep resistant ferritic steels containing 0,5 to 2%Cr. Proc.conf. Creep resistant metallic materials, Prague 200 p.7. Ed. Vítkovice RD, Ostrava 200. [9] HRIVŇÁK,i.: Zvaritelnosť nových ocelí. Zvárač I (2004), č., s.3-7. [0] ARNDT,J.-HAARMANN,K.-KOTTMANN,G.-VAILLANT,J.CJ.-BENDICK,W.- KUBLA,G.-ARBAB,A.-DESHAYES,F.: The T23/T23 Book. New Grades for Waterwalls and Superheaters. Vallourec and Mannesmann Tubes. 2 nd Edition, October [] STAUBLI,M.: Final summary report of turbine group. COST 522 steam power plant. Alstom Switzerland, Baden, [2] VAILLANT,J.C.-VANDENBERGHE,B.-HAHN,B.-HEUSER,H.-JOCHUM,C.: T/P23, 24,9 and 92: New Grades for Advanced Coal-Fired Power Plants-Properties and Experience. Creep and Fracture in High Temperature Components-Design and Life Assessment Issues, p.87. Ed. I.A.Shibli, S.R.Holdworth, G.Merckling, ECCC Creep Conference, Sept. 2-4,2005, London. [3] Vallourec and Mannesmann Tubes. Inspection Certificate No.RO2392/02. [4] PECH,R.-KOUCKÝ,J.-BÍNA,V.: Matematizace hodnot pevnosti při tečení československých žáropevných ocelí pro výrobu trub. Strojírenství 29 (979), č.7,s.389 [5] BÍNA,V.-HAKL,J.: Relation between creep strength and strength for specific creep strain at temperatures up to 200 C, Materials Science and Engineering A (997), pp [6] HAKL,J.-VLASÁK,T.-BRZIAK,P.-ZIFČÁK,P.: Contribution to the Investigation of Advanced low-alloy P23 Steel Creep Behaviour, Bude publikováno, Materials for Advanced Power Engineering 2006, Liege, Belgie. Tato práce vznikla za podpory Ministerstva vzdělavání, mládeže a tělovýchovy České republiky COST 536 (P05 OC020). 8