POSOUZENÍ DEFEKTŮ VE SVARECH AUSTENITICKÉHO POTRUBÍ ZA VYSOKÝCH TEPLOT

Transkript

1 POSOUZENÍ DEFEKTŮ VE SVARECH AUSTENITICKÉHO POTRUBÍ ZA VYSOKÝCH TEPLOT Ondej Bielak, Alexande Kanóz, Jan Masák, BiSAFE, s..o., Malebná 1049, Paha 4, Při defektoskopiké kontole svaovýh spojů potubí z oeli typu 18C- 10NiTi se vyskytují defekty. Životnost potubí namáhaného za vysokýh teplot, kdy mateiál je poškozován poesy tečení (eepem), se skládá z etapy iniiae thliny, etapy podkitikého ůstu thliny a končí lomem event. vznikem netěsnosti. Příspěvek uvádí posouzení detekovanýh defektů nomativním postupem API 579-1/ASME FFS-1. Posouzení se skládá ze dvou etap. Nejpve se učí kitiká velikost thliny po vznik náhlého lomu na bázi elasto-plastiké lomové mehaniky. Pak následuje výpočet etapy podkitikého ůstu thliny z dané počáteční velikosti na kitiký ozmě. Posouzení vlivu defektů na životnost potubí vyžaduje haakteistiku a geometii defektů, povozní podmínky, namáhání jednotlivýh svaovýh spojů, zbytkové napětí ve svaeh a vlastnosti základního mateiálu a svau. Komě základníh mehanikýh vlastností patří ke stěžejním vlastnostem lomová houževnatost, pevnost při tečení a závislost yhlosti ůstu thlin na paameteh lomové mehaniky. 1. Úvod Funkční spolehlivost a povozní životnost potubníh systémů, dlouhodobě exploatovanýh v náočnýh povozníh podmínkáh, je do značné míy deteminována úovní žáupevnýh vlastností svaovýh spojů v poovnání se svařováním neovlivněným základním mateiálem potubí [1]. Uvedené vlastnosti jsou zásadním způsobem ovlivněny použitou tehnologií svařování tubek, tj. volbou způsobu svařování a přídavného svařovaího mateiálu, tepelným ežimem poesu, včetně množství tepla vneseného do svaového spoje. Dalším významným faktoem ovlivňujíím spolehlivost jsou defekty svaovýh spojíh, zbytkové napětí, přídavné zatížení od účinků tíhy potubí a jeho tepelné dilatae. K tomu, abyhom mohli posoudit, zda a jak přítomnost defektů v povozovaném zařízení omezí jeho povozushopnost, potřebujeme vhodné výpočetní postupy, kteé umožní ohodnotit přípustnost defektu, popř. stanovit bezpečnou dobu povozu konstuke. V anglosaské liteatuře se po tyto postupy vžil temín Fitness-Fo-Sevie (ve zkate FFS), kteý lze přeložit jako Tvale vhodné po povoz. Dnes již existuje několik metodik, kteé se touto poblematikou zabývají, jsou však obvykle zaměřeny na jistou oblast použití. Existují např. postupy po petohemii, letetví, enegetiku atd. Jako příklad lze uvést nomativní postup API 579-1/ASME FFS-1 [2] v petohemií. Příspěvek je zaměřen na posouzení životnosti svaovýh spojů v potubí z oeli typu 18C-10Ni- Ti s výskytem plošnýh defektů v kořenové oblasti obvodovýh svaů. Plošné defekty typu nepůva a studený spoj se posuzují jako thliny. K posouzení povozushopnosti potubí postupem FFS podle nomy API 579-1/ASME FFS-1 jsou nutné následujíí podklady: 1. Chaakteistika a popis defektů. 2. Povozní podmínky. 3. Napjatost svaovýh spojů. 4. Zbytkové napětí ve svaovém spoji. 5. Defomační a pevnostní vlastnosti základního mateiálu a svaového spoje v oblasti eepu. 6. Křehkolomové vlastnosti svaového spoje. Nejdříve se učí kitiké ozměy thlin a pak etapa podkitikého ůstu thlin.

2 Fomulae úlohy Příspěvek je věnován potubí z austenitiké oeli typu 18C-10Ni-Ti. Řešená tasa spojuje dvojii eaktoů, nevětví se a je uložena na pužnýh závěseh podle ob. 1. Konstukční a povozní paamety jsou uvedeny v tabule B 18A výstup Montážní svay: 1, 7, 11, 12 a vstup Ob. 1 Výpočtový model potubí 1 z x y Tab. 1 Konstukční a povozní paamety Vnější půmě potubí [mm] 323,9 Tloušťka stěny [mm] 28,6 Kolena, polomě střednie [mm] 457 Tloušťka stěny kolen [mm] 36 Konstukční tlak [MPa] 5,9 Povozní tlak [MPa] 5,6 Konstukční teplota [ C] 535 Povozní teplota [ C] 530 Při defektoskopiké kontole ultazvukem byly v novýh svaovýh spojíh (obvodový V sva) detekovány vady typu studený spoj a thlina. Podkladem ke stanovení povozníh podmínek byla data z řídíího systému jednotky. Postupem dle metodiky výpočtu životnosti a povozní spolehlivosti potubníh systémů při tečení [3] byla učena efeenční teplota Tef = 625,5 ο C a tlak p ef = 5,45 MPa. Napjatost exponovanýh svaovýh spojů od účinku přetlaku, tíhy potubí a dilatae, stanovená na základě dilatačního výpočtu potubí, je uvedena v tabule 2. Tab. 2 Složky napětí ve svaovýh spojíh (MPa, ve stopě ohybového momentu) Od přetlaku a tíhy potubí Přetlak, tíha potubí a dilatae Číslo vně uvnitř vně uvnitř svau axiální obvodové axiální obvodové axiální obvodové axiální obvodové 16 23,1 24,9 20,9 30,8 48,2 24,9 41,5 30,8 7 21,3 24,9 19,7 30,8 42,3 24,9 36,9 30, ,6 24,9 19,7 30,8 41,8 24,9 36,3 30,8 8 20,4 24,9 19,0 30,8 33,6 24,9 29,9 30, ,3 24,9 17,3 30,8 33,2 24,9 29,6 30, ,6 24,9 14,9 30,8 32,5 24,9 28,9 30,8 Zbytková napětí v nevyžíhanýh svaovýh spojíh jsou závislá na tepelném příkonu při svařování a na mezi kluzu za povozu. Při svařování se tepelný příkon pohyboval v ozmezí 1,6 2,2 kj/mm. Jelikož API 579-1/ASME FFS-1 uvádí ozdílné vztahy po příkon Q 2 kj/mm a Q > 2 kj/mm, byla stanovena velikost zbytkovýh napětí po obě hodnoty příkonu. Defomační a pevnostní vlastnosti základního mateiálu při zatížení v oblasti vysokýh teplot, včetně yhlosti ůstu thlin v eepové oblasti, byly převzaty ze zpávy [4]. Kitiké ozměy thlin Po stanovení kitikýh ozměů thlin byla užita metodika API 579-1/ASME FFS-1 [2], jež je založena na pinipeh nelineání lomové mehaniky. Thlinu haakteizuje dvojie paametů K σ K ef =, L =, (1) K R p

3 kde K je součinitel intenzity napětí, K je lomová houževnatost mateiálu, σ ef je efeenční napětí a R p je mez kluzu. Paamety K a σ ef jsou závislé na geometii tělesa, velikosti thliny a zatížení. Po řadu konfiguaí existují vztahy po tyto paamety a lze je nalézt v API 579-1/ASME FFS-1. Po výpočet součinitele intenzity napětí byly použity vztahy po výše zmíněnou konfiguai thliny, kteé jsou uvedeny v API 579-1/ASME FFS-1. Z téhož zdoje byly použity i vztahy po výpočet efeenčního napětí. Thliny se naházejí ve svaovém spoji, poto jsme při výpočtu uvažovali vliv zbytkovýh napětí. Závislost součinitele intenzity napětí na poměu hloubky thliny k tloušťe stěny a/s ve svaovém spoji 16 na 1 při zatížení přetlakem a při elkovém zatížení svaového spoje je uvedena na obázku 2. Na obázku 3 je uvedena závislost efeenčního napětí na poměu a/s. Ob. 2: Závislost součinitele intenzity napětí na poměu a/s Ob. 3: Závislost efeenčního napětí na poměu a/s, L pomoí mezní křivky K, kteá je funkí paametu L a je definována v API 579-1/ASME FFS-1. Pokud se bod o souřadniíh [ K, L ] nahází pod mezní křivkou K, tj. po danou hodnotu L platí K < K, pak je thlina stabilní. Hanie stability je definována podmínkou, že po dané L platí K = K. Stanovení kitikýh ozměů thliny pak znamená nalézt ozmě thliny, po kteý je splněna podmínka K = K, tj. učit kitikou hloubku thliny a. Ve výpočtu jsme uvažovali složky napětí ve svaovém spoji z dilatačního výpočtu potubí a zbytkové napětí v závislosti na tepelném příkonu při svařování. Výpočet byl poveden po teplotu 650 C. Mateiálové haakteistiky použité při výpočtu jsou uvedeny v tabule 3. Vlastní posouzení stability thliny pobíhalo v souřadném systému [ K ] Tab. 3 Hodnoty lomové houževnatosti K, meze kluzu R p a meze pevnosti R m Teplota [ C] K [MPa.m 1/2 ] R p [MPa] R m [MPa] Kitiké ozměy thlin po vybané svay v závislosti na tepelném příkonu Q při svařování jsou uvedeny v tabule 4. Tab. 4 Kitiké ozměy thlin v závislosti na tepelném příkonu Q při svařování Sva Q 2 kj/mm Q > 2 kj/mm a [mm] a / s [ ] a [mm] a / s [ ] 16 6,9 0,24 5,7 0,20 7 7,3 0,26 6,0 0,21

4 Podkitiký ůst thlin Při výpočtu životnosti svaového spoje s thlinou je nutné učit dobu do lomu po kontinuální ovnoměné eepové poškozování. Tento přístup předpokládá, že mateiál vykazuje dostatečně vysokou zásobu eepové plastiity a je na přítomnost thlin neitlivý. Vlivem eepové defomae dojde k zaoblení čela thliny a k přeozdělení výhozí elastiké napjatosti. Thlina se nešíří a k pouše dojde ozvojem eepového lomu ve zbylém nosném půřezu. Doba byla stanovena ve dvou vaiantáh: kde t CD 1. Po efeenční napětí pimáního zatížení podle vztahu [5]: P t a ) = t [ σ ( )], (2) P σ ef kde σ ( a 0 ) CD ( 0 ef a0 je efeenční napětí pimáního zatížení, P t[ σ ef ( a0)] je doba do lomu. 2. Po efeenční napětí pimáníh i sekundáníh zatížení podle vztahu: P+ S ef ( a 0 ) t CD ( a0 ef a0 P+ S ) = t [ σ ( )], (3) je efeenční napětí pimáního a sekundáního zatížení. Doba do lomu se učí podle vztahu: log( t ) = A1 + A2 log + A3 log log[ sinh( A6σ T )] + A4 log[ sinh( A6σT )]. (4) T A T A 5 5 Závislost doby do lomu na hloube eloobvodové thliny v kořenu svaového poje je uvedena na obázku 4. Thlina o počáteční hloube a0 = 4 mm ( a 0 / s = 0,14) sníží životnost na 68% původní hodnoty. t CD Ob. 4: Relae mezi hloubkou thliny a dobou do lomu po eepově plastiký mateiál Ob. 5: Omezení doby povozu vlivem podkitikého ůstu thlin, dolní mez V případě, že se mateiál za danýh povozníh podmínek nehová jako eepově plastiký, dohází v půběhu povozu k podkitikému ůstu thlin poesy tečení. Rozvoj thliny snižuje nosný půřez, ve kteém napětí oste. Ryhlost šíření thliny v podmínkáh eepu se obvykle vyjadřuje v závislosti na paametu C *. Tuto závislost lze fomulovat zápisem: da * q = A ( C ) [mm/h]. (5) dt Konstanty A a q haakteizují šíření thliny v mateiálu. Lomově mehaniký paamet C * (eepový ekvivalent J integálu) lze stanovit podle vztahu: C = σ & ε K σ, (6) ( ) 2 * ef ef / ef

5 kde K je součinitel intenzity napětí a ε& ef je yhlost eepové defomae jakožto funke efeečního napětí σ ef a akumulované eepové defomae ε. Po výpočet yhlosti eepové defomae byl použit komplexní model tečení podle [3]. Vlastní výpočet ozvoje thliny byl poveden altenativně: S uvažováním etapy iniiae a yhlosti ůstu thlin po užitné vlastnosti mateiálu na t i úovni dolní meze (tzn. kátká doba iniiae a vysoká yhlost ůstu). Vaianta I. Zanedbání etapy iniiae (thlina je aktivní) a uvažováním půměné yhlosti ůstu thlin. Vaianta II. t i Závislost ůstu thlin po ůzné hodnoty počáteční hloubky thliny je zakeslena na ob. 5 a ob. 6. P+ S Doba povozu je omezena půsečíkem křivky ůstu thliny se závislostí t a ) = t [ σ ( )]. CD ( 0 ef a0 Ob. 6 Omezení doby povozu vlivem podkitikého ůstu thlin, střední hodnoty Tab. 5 Dolní mez a střední hodnota podkitikého ůstu thlin Počáteční hl. Doba povozu [h] thliny I. dolní mez II. stř. hodnoty 1, , , , , , , , , Diskuse výsledků Uvedené výsledky výpočtů lze považovat za konzevativní z následujííh důvodů: 1. Tva a oientae thliny Ve svaovýh spojíh převládají defekty typu studený spoj v kořenu, kteé mají zaoblené čelo a nejsou oientovány kolmo na axiální napětí. Pouze v ojedinělýh případeh se vyskytují thliny. Náhada defektů eloobvodovou thlinou oientovanou kolmo k axiální slože napětí poskytuje výsledek konzevativní, na staně vyšší bezpečnosti. 2. Rozložení napětí po obvodě Důsledkem zatížení svaového spoje ohybem je neovnoměné ozložení axiální složky napětí po obvodě. Ve výpočtu paujeme s maximem napětí od vnitřního přetlaku, tíhovýh sil a tepelné dilatae. 3. Zbytkové pnutí Použitý postup API 579-1/ASME FFS-1 je při odhadu zbytkovýh pnutí u nežíhanýh svaovýh spojů konzevativní. Předpokládá tahové zbytkové pnutí v elém půřezu s maximem na úovni meze kluzu. Například postup BEGL R6 [6] v závislosti na ežimu svařování pauje s tahovým zbytkovým napětím na úovni 1/2 meze kluzu. 4. Vlastnosti mateiálu Při výpočtu kitikýh ozměů po iniiai náhlého lomu jsme uvažovali lomovou houževnatost svaového spoje po dlouhodobém povozu. Rovněž egesní paamety podkitikého ůstu thlin při tečení byly stanoveny na svaovém spoji odebaném z předmětného potubí po dlouhodobém povozu [4].

6 Závě Aplikae dopoučení standadu API 579-1/ASME FFS-1 na konkétní potubní tasu poskytla vodítka po posouzení přípustnosti defektů svaovýh spojů, kteé byly po montáži detekovány. Přes někteá zjednodušení povedená analýza spolu s defektoskopikou kontolou poměně spolehlivě ukázala, kteým svaům je třeba v budounu věnovat zvýšenou pozonost. Liteatua [1] Pie, A. T. Williams, J. A.: The Influene of Welding on Ceep Popeties of Steels. In : Ceep and Fatue of Engineeing Mateials and Stutues, ed. Wilshie, B. - Owen, D., Pineidge Pess, 1982, pp [2] API 579-1/ASME FFS-1, Fitness-fo-Sevie, Ameian Petoleum Institute and The Ameian Soiety of Mehanial Enginees, 2007 [3] Bína V. Kanóz A. Španiel M. Koouš J. Masák J.: Metodika výpočtu životnosti a povozní spolehlivosti potubníh systémů při tečení, Zpáva BiSAFE, duben 2002 [4] Bína V. Bielak O. Sledování degadae vlastnosti mateiálu C18-Ni10-Ti potubního systému jednotky a stanovení mateiálovýh podkladů po výpočet životnosti. Zpáva SVÚM Paha, září 1991 [5] R5: Assessment Poedue fo the High Tempeatue Response of Stutues, Repot R5, Issue 3, 2003, Bitish Enegy, UK [6] R6: Assessment of the Integity of Stutues ontaining Defets, 4 Revision, August 2007, Bitish Enegy, UK Kontaktní adesa autoa Jméno Ing. Ondej Bielak CS. Paoviště BiSAFE s..o. Adesa po koespondeni: Malebná 2/1049, Paha 4 bielak@bisafe.z Fax: Telefon: