INŽ ENÝ RSKÁ MECHANIKA 2002

Transkript

1 Ná dní konference s mezná dní účastí INŽ ENÝ RSÁ MECHANIA , Svratka, Č eská republka PODRITICÝ RŮ ST TRHLINY VE SVAROVÉ M SPOJI OMORY PŘ EHŘÍVÁ U Jan ouš, Ondřej Belak 1 Abstrakt: V důsledku dlouhodobého pvozu za podmínek tečenívznkajíve svavých spojích vysokotlakých pavodů z CrMoV ocel trhlny typu IV. Na etapu ncace navazuje etapa podkrtckého rů stu trhlny. Příspě vek se zabývá výpočtem zvoje trhlny v nterkrtckém pásmu tepelně ovlvně né oblast svavého spoje za podmínek, kdy zvoj trhlny určuje parametr nelneárnílomové mechanky C *. jeho výpočtu je použt odhad z referenčního napě tí. Pří výpočtu se uvažuje zatíž enívntřním přetlakem a ohybovým momentem. Výsledky výpočtu jsou konfntovány s odhadem délky etapy podkrtckého růstu trhlny, stanoveným na základě fraktografckého zboru poruchy svavého spoje mez komou a pavodem 19 0 mm z ocel líč ová slova: creep, podkrtcký rů st trhlny, referenční napětí Ú vod V nedávné době doš lo několka poruchám ve svavých spojích vysokotlakých pavodů z CrMoV ocel. Poruchy měly charakter netěsnost, která vznkla na základě šíření tzv. trhlny typu IV. Toto označení se týká klasfkace trhln podle místa jejch vznku a charakteru jejch šíření. Defekty typu IV vznkají v jemnozrnné teplotně ovlvněné zóně svaru a jsou často lmtujícím faktorem p pvozuschopnost pavodů pracujících za zvýš ených teplot. Po vyjmutí poš kozených částí potrubí byla v nterkrtcké oblast teplotně ovlvněné zóny objevena trhlna, která se šířla v obvodovém svaru kolmo na osové zatížení. Z vyhodnocení tlouš těk oxdckých vrstev na lících trhlny bylo odhadnuto, že trhlny se šířly po dobu až hodn v závslost na jednotlvých případech. Tento ú daj představoval vodítko př odhadu časového ntervalu, který odpovídá etapě šíření trhlny creepovým pcesy. Cílem práce je odhad rů stu trhlny v nterkrtckém pásmu tepelně ovlvněné oblast na základě postupu detalně popsaného v [4]. Šlo především o pvedení ctlvostní analýzy testující vlv jednotlvých vstupních parametrů na výsledné řeš ení. Studován byl vlv konstant zákona, který popsue šíření trhlny, vlv zbytkových napětí ve svavém spoj a vlv počátečního změru defektu. 1 Ing. Jan ouš, Ing Ondřej Belak, CSc., BSAFE s., Malebná 1049, Praha 4, Tel: 0/67915, E-mal: bsafe@logn.cz

2 Pops pblému Šíření trhlny bylo modelováno na trubce zatížené vntřním přetlakem a přídavným ohybovým momentem. Geometre defektu je patrná z obr. 1, kde je též naznačeno pů sobící zatížení. Vnější prů měr trubky byl 19 mm, tloušťka stěny 0 mm. Vntřní přetlak měl hodnotu 9,6 MPa a ohybový moment 6000 Nm. Teplota zařízení byla uvažována 540 o C. Počáteční změry defektu byly voleny tak, aby byl zachován poměr c/a = 10. Obr. 1 Schéma defektu a znázornění zatížení Rychlost šíření trhlny Rychlost šíření trhlny v podmínkách creepu se obvykle vyjadřuje v závslost na parametru C *. Tuto závslost lze formulovat zápsem: da = A (C * ) q [mm/h]. (1) dt onstanty A a q charakterzují šíření trhlny v materálu a jsou vyhodnocovány na základě laboratorních zkouš ek. V případě nedostatku nformací lze použít podle [6] apxmac: A = B/ ε, () kde ε f je lomová deformace v pcentech a hodnota konstanty B bývá udávána 00 p vnnou napjatost a p vnnou deformac. Exponent q nabývá obvykle hodnoty 0,85. P zjednoduš ení bylo předpokládáno, že poměr délky a hloubky trhlny, tj. c/a (vz obr. 1), zů stává během etapy rů stu trhlny konstantní. Odhad parametru C * Lomově mechancký parametr C * (creepový ekvvalent J ntegrálu) lze podle [4] stanovt podle vztahu: * C σ ε ( / σ ) ref ref ref f = &, () kde je součntel ntenzty napětí, σ ref je referenční napětí (vz dále) a ε& ref je rychlost creepové deformace jakožto funkce referečního napětí σ ref a akumulované creepové deformace ε c. P výpočet rychlost creepové deformace byl použt komplexní model tečení podle [1]. Celkovou deformac ε tot (v pcentech) během creepového pcesu lze vyjádřt jako funkc času t p dané hodnoty napětí σ a teploty T výrazem: tot g π ( t ) ( tσ, T ) ε ( ε ε ) o m o [ ]. ε = (4)

3 Hodnota počáteční deformace ε o je dána výrazem ε o = 100σ/E(T). Modul pružnost E(T) je funkcí teploty ve tvaru: E = E 1 + E exp(-e /T). Mezní deformace ε m je vyjádřena vztahem: ln( tr ) M M 4T σ ε m = exp M1 + M tgh T (5) E( T) Funkce g[π(t)] je tzv. funkce poš kození defnovaná výrazem: M { [ π ( t) ] }. N 1+ exp g[ π ( t) ] = [ π ( t) ] (6) 1+ exp( ) kde poš kození π(t) je dáno poměrem t/t r, přčemž doba do lomu t r je defnována vztahem: log( t r ) = A1 + A log + A log log[ sh( A6σ T )] + A4 log[ sh( A6σT )]. (7) T A T A 5 5 řvka tečení je tedy charakterzována 17 konstantam (E 1 E, M 1 M 5, N, M,, A 1 A 6 ). V ú vahu byly vzaty materálové vlastnost vš ech částí svavého spoje, tj. svavého kovu, základního materálu komory a materálu teplotně ovlvněné zóny. P výpočet zvoje creepové deformace v nterkrtckém pásmu bylo na základě dlouhodobých zkouš ek svavých spojů odhadnuto, že doba do lomu v této oblast představuje 70% doby do lomu základního materálu. Referenč ní napětí s ref a souč ntel ntenzty napětí Referenční napětí σ ref je defnováno podle vztahu [5]: P σ ref = σ. (8) P ( σ, a) Ve výrazu (8) charakterzuje hodnota P zatížení konstrukce, P L (σ, a) je hodnota P př plastckém kolapsu jakožto funkce meze kluzu σ a velkost defektu a. P daný případ kombnac tlaku a ohybového momentu lze vyjádřt mezní křvku v souřadncích bezzměrných velčn p a m podle []: resp. L ra π(1 + p) + 1 r β ra r snβ m sn = 1 p β β lm r (9) r π(1 + p) + 1 ra r m = sn ra π(1 + p) kde β lm =. ra 1+ r o a β r 1 r a o snβ p β > β lm (10)

4 Hodnota β je β = c/r o a r a = r o a (vz obr.1). Velčny p a m představují bezzměrný tlak a moment a jsou odvozeny z mezního tlaku P L, mezního momentu M L, změrů a meze kluzu σ : PL r ML p = m = ( ) σ 4( ) σ (11) Za předpokladu pporconalty mez tlakem a momentem, tj. platí-l P/M = P L /M L, lze p zadanou kombnací zatížení určt numercky P L jakožto funkc M L. Hodnota faktoru ntenzty napětí p danou kombnac zatížení byla určena na základě kompenda obsaženého v [5]. Tabelární hodnoty faktoru ntenzty napětí byly numercky nterpolovány p uvažovaný zsah velkost defektu. Zahrnutí vlvu zbytkových napětí Zbytková pnutí, která se nacházejí v okolí svaru na začátku pvozu zařízení, se postupně odbourávají vlvem redstrbuce napětí a uplatní se především v nestaconární fáz tečení. Tento efekt lze posthnout zavedením parametru C(t) místo parametru C *. Hodnota C(t) je závslá na čase t a lmtně se blíží k hodnotě C *. Podle [4] je C(t) dáno výrazem: ( 1+ τ ) ( 1+ τ ) 1/(1 q ) * C( t) = C 1/(1 q ) Parametr τ je bezzměrný čas určený ze vztahu:. 1 tot ε c τ =, (1) p ε el kde tot je celkový součntel ntenzty napětí p prmární zatížení (přetlak ohyb) a p zbytkové pnutí, p je součntel ntenzty napětí odpovídající pouze prmárnímu zatížení, ε c je akumulovaná creepová deformace a ε el je elastcká deformace odpovídající referenčnímu napětí σ ref. Př zahrnutí vlvu zbytkových pnutí vyvstává samozřejmě otázka, jakou velkost mohou ve svavém spoj mít. Měření těchto pnutí nebývají obvykle k dspozc. V pvedených výpočtech jsme uvažoval pnutí o velkost 0 a 60 MPa. Hodnota 60 MPa je podle [4] doporučena p svary, které byly po svařování podbeny žíhání na odstranění vntřních pnutí, což byl právě studovaný případ. Výsledky Jak je vdět z předchozích odstavců, rů st trhlny v podmínkách creepu je závslý na celé řadě faktorů. Následující text se zaměřuje na výsledky parametrckých studí vlvu některých z nch. Výsledky byly získány pomocí pgramu, který byl vytvořen na základě postupu naznačeného v předchozích kaptolách. Vlv parametru B Na obr. je zachycen vlv parametru B (vz vnce ()) na rů st trhlny. Ostatní velčny řídící rů st defektu zů staly v tomto případě neměnné, zbytková pnutí nebyla uvažována. Obr. a se týká výpočtů, kdy byly uvažovány vlastnost materálu na střední ú vn, zatímco obr. b zobrazuje výsledky p mnmální materálové vlastnost, tj. p materál s nžší pevnost př tečení. (1)

5 a) b) Obr. Závslost hloubky trhlny a na čase p rů zné hodnoty parametru B (vz vnce ()) Z výsledků je patrné, že rů st trhlny p rů zné velkost B vykazuje značný zptyl. Podle [6] odpovídá hodnota B = 00 stavu, kdy se trhlna šíří př stavu vnné napjatost, kdežto B = odpovídá stavu vnné deformace. Obr. ukazuje, že se p tyto krajní hodnoty výsledky značně zcházejí. Přesně řečeno, ú veň namáhání ve studovaném případě neodpovídá an jednomu z těchto případů. Jak bylo konstatováno v [], kde byl studován podobný typ defektu, hodnota B = se p tento případ jeví jako přílš nadsazená a výsledky p tuto hodnotu jsou značně konzervatvní. Autor v [] použl pto hodnotu B = Z grafů na obr. je vdět, že rů st trhlny je p tuto hodnotu rychlejší než v případě B = 00. Z zboru lomových ploch vyplynulo, že trhlna se ve svavém spoj šířla zhruba hodn. Z obr. je patrné, že tomuto ú daj se nejvíce přblžuje výpočet p mnmální vlastnost a hodnotu B = 000. Vlv zbytkových pnutí Dalším výrazným faktorem, který ovlvní rů st trhlny jsou zbytková pnutí. Ačkol redstrbuce napětí vede k postupnému odbourávání těchto pnutí, jejch exstence může urychlt rů st trhlny, a to předevš ím v počáteční fáz jejího šíření. Obr. a 4 znázorňují nárůst hloubky trhlny v závslost na čase, přčemž v obou případech byly uvažovány mnmální creepové vlastnost. Na obr. a jsou zobrazeny výsledky p parametr B = 00. Je vdět, že zbytková pnutí v tomto případě skutečně ovlvní především počáteční fáz růstu. U vyšších zbytkových pnutí dojde v poměrně krátkém čase k urychlení rů stu, pak se vš ak rychlost rů stu stablzuje v podstatě na stejné ú vn a křvky na obr. a jsou pak sko ekvdstantní přímky. Rychlost růstu je však ve všech případech na obr. a malá a v nejnepříznvějším případě je dosaženo nárůstu hloubky 1 mm za hodn pvozu.

6 a) b) Obr. Závslost hloubky trhlny a na čase p rů zné ú vně zbytkových pnutí a p parametr B = 00, resp. B = Použty byly mnmální materálové vlastnost. Na obr. b znázorňují grafy rů st trhlny p parametr B = Zde počáteční zbytková pnutí vedou k urychlení zvoje do takové míry, že jž v čase cca dojde k penetrac stěny komory, která má tloušťku 0 mm. P vyšší hodnoty parametru B mají zbytková pnutí zásadní význam, jak to dokumentuje obr. 4, kde jsou znázorněny výsledky p B = 000 a B = a) b) Obr. 4 Závslost hloubky trhlny a na čase p rů zné ú vně zbytkových pnutí a p parametr B = 000, resp. B = Použty byly mnmální materálové vlastnost. Z obr. 4a vyplývá, že k penetrac stěny by doš lo v případě B = 000 v čase hodn p zbytková pnutí na ú vn 0 MPa a v čase hodn p zbytková pnutí 60 MPa. V případě B = 7500 (vz obr. 4b) dojde př započtení vlvu zbytkových napětí k velm vysoké rychlost šíření trhlny. Tyto výsledky nejsou přílš realstcké. P zbytková pnutí 0 MPa je čas do penetrace v zsahu několka stovek hodn, v případě, kdy zbytková pnutí dosahují 60 MPa, je doba do penetrace jen několk desítek hodn. To jsou velm konzervatvní výsledky. Je třeba ješ tě podotknout, že použtý zákon popsující rů st trhlny v závslost na C * (vnce (1)) platí jen p omezený zsah rychlostí da/dt. Tento zsah je v případech s nenulovým zbytkovým pnutím znázorněných na obr. 4b překčen a použtá teore zde pozbývá platnost. Vlv počáteč ní hloubky trhlny a 0 Další faktor, který má značný vlv na růst trhlny jsou její počáteční změry. V tomto případě je to tedy její počáteční hloubka a 0. Studovány byly případy p

7 počáteční hodnoty a 0 = mm, 4 mm a 6 mm. V ú vahu byly vzaty mnmální creepové vlastnost materálu a konstanty B = 1500, resp. B = 000 (vz vnce (1) a ()). Obr. 5 znázorňuje časovou závslost hloubky trhlny p různé hodnoty a 0 a B v případě, kdy není uvažováno zbytkové pnutí ve svaru. a) b) Obr. 5 Závslost hloubky trhlny a na čase p rů zné hodnoty počáteční hloubky a 0 a p parametry B = 1500, resp. B = 000, zbytková pnutí σ res = 0 MPa. Použty byly mnmální materálové vlastnost. Z obr. 5 je vdět, že p použtá vstupní data je rychlost šíření trhlny př počáteční hloubce a 0 = mm malá. V nejhorším uvažovaném případě pste trhlna do hloubky 10 mm v čase hodn (vz obr. 5b), tj. do polovny tloušťky stěny. Podobně nízké hodnoty vykazuje výpočet p B = 1500 a počáteční hloubku trhlny a 0 = 4 mm (vz obr. 5a). Naopak poměrně rychlý rů st trhln lze pozovat p B = 000 a a 0 = 6 mm (vz obr. 5b), kdy by k penetrac stěny trubky doš lo jž přblžně v čase hodn. Realstcké chování vykazují tedy případy, kdy B = 1500, a 0 = 6 mm (vz obr. 5a), resp. B = 000, a 0 = 4 mm (vz obr. 5b). V těchto případech je doba do penetrace v zmezí až hodn, což odpovídá reálným stuacím. a) b) Obr. 6 Závslost hloubky trhlny a na čase p rů zné hodnoty počáteční hloubky a 0 a p parametry B = 1500, resp. B = 000, zbytková pnutí σ res = 0 MPa. Použty byly mnmální materálové vlastnost. Př uvažování zbytkových pnutí obdržíme konzervatvnější výsledky. Obr. 6 zachycuje rů st trhlny p rů zné počáteční hloubky defektu a p zbytkové pnutí σ res = 0 MPa. P parametr B = 1500 je rů st trhlny s počátečním změry a 0 = mm a a 0 = 4 mm poměrně pomalý (vz obr. 6a). P a 0 = 4 mm je v čase hodn dosaženo hloubky zhruba 1 mm. Naopak trhlna s počáteční hloubkou a 0 = 6 mm pste stěnou

8 v čase zhruba hodn, což odpovídá etapě šíření trhlny ve studovaných potrubních systémech. Uvažuje-l se B = 000 (vz obr. 6b), pak rychlost rů stu defektu s a 0 = 6 mm je neú měrně vysoká. Výsledky p a 0 = mm se jeví naopak jako optmstcké. Pouze p a 0 = 4 mm odpovídá vypočtená doba rů stu defektu zhruba nejkratší době, po kteu byl rů st pozován. a) b) Obr. 7 Závslost hloubky trhlny a na čase p rů zné hodnoty počáteční hloubky a 0 a p parametry B = 1500, resp. B = 000, zbytková pnutí σ res = 60 MPa. Použty byly mnmální materálové vlastnost. Obr. 7 znázorňuje stuac, kdy bylo vzato v ú vahu zbytkové pnutí σ res = 60 MPa. V tomto případě je rychlost šíření trhlny nejvyšší a etapa jejího rů stu nejkratší. Jako reálné se v tomto případě jeví stuace, kdy B = 1500 a a 0 = 4 mm (vz obr 7a), resp. B = 000 a a 0 = 6 mm. P ostatní kombnace vstupních parametrů jsou výsledky přílš konzervatvní, nebo naopak přílš optmstcké. Zá věr Byla pvedena řada výpočtů smulujících rů st trhlny ve svavém spoj komory o nomnálních změrech 19 0 mm z CrMoV ocel. Středem zájmu byla nterkrtcká oblast teplotně ovlvněné zóny, kde vznkají trhlny typu IV. Pvedené ctlvostní analýzy ukazují na značné zdíly př použtí rů zných vstupních parametrů. Bez respektování zbytkových pnutí bylo dosaženo p použtou závslost p rychlost rů stu trhlny (vnce (1) a ()) realstckého chování v případě, kdy B = 000 a materál vykazoval mnmální creepové vlastnost. Př uvažování zbytkových pnutí lze očekávat podobné chování p B = 1500 a zbytkové pnutí na ú vn 60 MPa. Ze studovaných počátečních hloubek trhlny a 0 by odpovídaly reálným stuacím hodnoty 4 až 6 mm v závslost na velkost zbytkových pnutích a hodnotě konstanty B. Z uvedeného jasně vyplývá potřeba zpřesnění vstupních dat, která byla větš nou pouze odhadnuta a tudíž zatížena značnou chybou. Především je třeba zpřesnt materálový pops creepových charakterstk jednotlvých materálů v nehomogenním svavém spoj. Dále je třeba vyjasnt pblém zbytkových pnutí. Jde především o velkost těchto pnutí po pcesu žíhání. Další otázkou je, zda tato pnutí do výpočtu zahrnout. Ukazuje se totž, že etapa šíření trhlny představovala cca 50% žvotnost poruš ených svarů, která se pohybovala na ú vn řádově hodn. Je tedy pravděpodobné, že vlvem

9 redstrbuce napětí dochází k odbourání těchto napětí ješ tě před vlastní etapou rů stu trhlny creepovým pcesy. Prá ce vznkla za fnanč ní podpory GA ČR, pjekt reg. č. 106/00/0545 Lteratura [1] Bína V., Hakl J.: Pbablstc Appach to Descrpton of the Creep Stran Characterstc and Predcton for Long Lfe-tme, Pc. Conf. Materals for Advanced Power Engneerng, Belgum,. 6. Oct., 1994 [] Budden P. J.: Analyss of the Type IV Creep Falures of Three Welded Fertc Pressure Vessels, Internatonal Journal of Pressure Vessels and Ppng, Vol. 75 (1998), [] Jones M. R., Eshelby J. M.: Lmt Soluton for Crcumferentally Cracked Cylnders under Internal Pressure and Combned Tenson and Bendng, Nuclear Electrc Report TD/SID/REP/00, 1990 [4] R5: Assessment Pcedure for the Hgh Temperature Response of Structures, Report R5, Issue, Revson, 1998, Nuclear Electrc, U [5] R6: Assessment of the Integrty of Structures Contanng Defects, Report R6, Revson 4, 001, Brtsh Energy, U [6] Webster G. A.: Fracture Mechancs n the Creep Range, Journal of Stran Analyss, Vol. 9 (1994), 15-