HODNOCENÍ PŘÍPUSTNOSTI VAD MONTÁŽNÍCH SVARŮ HORKOVODŮ Ondrej Bielak, BiSAFE, s.r.o., Malebná 1049, 149 00 Praha 4,, e-mail: bielak@bisafe.cz Horkovody jsou namáhány opakovaně vnitřním přetlakem, dále pak dilatačním účinkem vyvolaným přetlakem a tepelnou dilatací. Namáhání jednotlivých částí horkovodu lze stanovit analýzou napjatosti celého potrubního systému. Ve skutečnosti však horkovod vykazuje jisté odchylky od ideálního tvaru, které způsobují vznik lokálních špiček napětí. Mezi tvarové imperfekce, které negativně ovlivňují životnost horkovodů, lze především zařadit odchylky od ideální geometrie potrubí, jako ovalita, střechovitost podélně svařovaných trubek, rozdílnou tloušťku stěny trubek a jejich přesazení v místě obvodového svaru. K nejnebezpečnějším vadám svarových spojů, kromě vad typu trhlina, patří plošné vady jako neprůvary a studené spoje. Obecně lze konstatovat, že vysoký počet svarů nesplňuje současné požadavky norem na kvalitu svarových spojů. Situace, kdy některý z kvalitativních ukazatelů nevyhovuje normě, se řeší posouzením na bázi FFS - Fitness-For-Service. Klíčová slova: horkovod, Fitness-For-Service, svar, vada, trhlina, růst trhlin 1. Úvod Spolehlivý provoz horkovodních potrubí je základní podmínkou pro kontinuální dodávky tepla, především v zimním období. Horkovod je typická svařovaná konstrukce. Tvoří ho dvě souběžné větve (topná a vratná) svařovaného potrubí z bezešvých, resp, podélně i spirálově svařovaných trubek a ohybů. Ve svarových spojích se vyskytují defekty výrobního původu, mohou zde však vznikat defekty i během provozu. Provozní spolehlivost horkovodu se zajišťuje defektoskopickými a diagnostickými kontrolami horkovodu. Kontrola potrubního systému metodami nedestruktivního zkoušení detekuje vady, které jsou následně vyhodnoceny a na základě zjištěných skutečností je predikována zbytková životnost horkovodu. Obecně lze konstatovat, že vysoký počet svarů nesplňuje současné požadavky norem na kvalitu svarových spojů. Situace, kdy některý z kvalitativních ukazatelů nevyhovuje normě, se řeší posouzením na bázi FFS - Fitness-For-Service, což lze přeložit Použitelnost pro provoz. Pro posouzení přípustnosti provozu na bázi FFS jsou k dispozici normativní postupy. Jako příklad lze uvést postup API RP 579 [1], BS 7910 [2] a BEGL-R6 [3]. V současné době končí projekt evropské unie FITNET European Fitness-for-Service Network, připravující metodiku pro posouzení konstrukcí s trhlinami, které vznikly působením různých degradačních procesů (únava, koroze atd.). Hodnocení přípustnosti defektů vyžaduje následující podklady: Geometrie a uložení potrubí, rozměry trubek a ohybů. Materiál potrubí, atesty trubek a ohybů, technologie svařování. Údaje o historii zatěžování, změnách tlaku a teploty oběhové vody. Výsledky chemických kontrol oběhové vody (obsah kyslíku, vodivost). Rozměry a rozložení defektů.
Příspěvek uvádí příklad vyhodnocení přípustnosti korozních defektů a vad ve svarových spojích horkovodů, který byl podroben defektoskopické kontrole. 2. Vady ve svarových spojích Horkovody jsou namáhány opakovaně vnitřním přetlakem, dále pak dilatačním účinkem vyvolaným přetlakem a tepelnou dilatací. Namáhání jednotlivých částí horkovodu lze stanovit analýzou napjatosti celého potrubního systému. Ve skutečnosti však horkovod vykazuje jisté odchylky od ideálního tvaru, které způsobují vznik lokálních špiček napětí. Mezi tvarové imperfekce, které negativně ovlivňují životnost horkovodů, lze především zařadit odchylky od ideální geometrie potrubí, jako ovalita, střechovitost podélně svařovaných trubek, rozdílnou tloušťku stěny trubek a jejich přesazení v místě obvodového svaru. K nejnebezpečnějším vadám svarových spojů, kromě vad typu trhlina, patří plošné vady jako neprůvary a studené spoje. Typický příklad neprůvaru a studeného spoje v podélném svaru horkovodu dokumentuje obr.1 a obr.2. Obr.1: Studený spoj v kořeni podélného svaru X Obr.2: Neprůvar v kořenové oblasti podélného svaru X Neprůvar a přesazení u obvodového svaru je zobrazen na obr.3 a obr.4. Obrázky dokumentují skutečnost, že z výrobních defektů nemusí vlivem dlouhodobého provozu dojít k iniciaci a růstu trhlin. V uvedených případech zůstal výrobní defekt stabilní a nepředstavoval nebezpečí pro spolehlivost horkovodu.na druhé straně byly zaznamenány případy, kdy u podélného svarového spoje se střechovitostí vznikly trhliny na vnitřním povrchu, jak dokumentuje obr.5. Obdobně vznik trhlin na vnitřním povrchu obvodového svaru trubek s rozdílnou tloušťkou stěny a neprůvarem dokumentuje obr.6. Uvedené obrázky jsou převzaty z protokolu [4]. Obecně je však nutno považovat všechny nalezené vady za vady schopné dalšího růstu. O tom, zda je defekt skutečně rostoucí, nás přesvědčí opakovaná kontrola horkovodu. Obr.3: Neprůvar a koroze v kořeni obvodového svaru V Obr.4: Přesazení trubek a zdvojenina v základním materiálu
Obr.5: Vznik korozně únavových trhlin na vnitřním povrchu podélného svaru se střechovistostí Obr.6: Vznik trhlin v nepřůvaru kořeně obvodového svaru trubek s rozdílnou tloušťkou stěny Statistické vyhodnocení zjištěných plošných vad v 59 obvodových svarech posuzovaného horkovodu je uveden v tabulce 1. U plošných vad je rozhodující rozměr vady ve směru tloušťky a délka vady ve směru obvodovém. U kontrolovaných svarů se vyskytlo celkem 29 studených spojů o relativní hloubce (poměr hloubky vady k tloušťce stěny) od 5% do 19%. Dále 166 přesazení na straně kořene o relativní hloubce přesazení od 6% do 42%. Neprůvar kořene se vyskytl 132krát o relativní tloušťce od 7% do 45%. Pouze ve dvou případech došlo ke vzniku trhlin v průběhu dlouhodobého provozu. Tab. 1 Statistika rozměru nalezených plošných vad Popis defektu Střední Směrod. Minimum Maximum Počet hodnota odchylka Studený spoj, výška 1.05 0.29 0.40 1.60 29 Studený spoj, výška, [%] 12.63 3.49 4.82 19.28 29 Studený spoj, délka 38.74 26.06 12.90 146.00 29 Studený spoj, délka, [%] 2.95 1.98 0.98 11.12 29 Přesazení na straně kořene, hloubka 1.75 0.60 0.50 3.50 166 Přesazení na straně kořene, hloubka, [%] 21.11 7.22 6.02 42.17 166 Přesazení na straně kořene, délka 258.56 217.20 32.00 1570.00 166 Přesazení na straně kořene, délka, [%] 18.96 13.77 2.44 95.74 166 Neprovařený kořen, výška 1.55 0.58 0.60 3.70 132 Neprovařený kořen, výška, [%] 18.64 6.97 7.23 44.58 132 Neprovařený kořen, délka 71.01 53.99 6.20 271.80 132 Neprovařený kořen, délka, [%] 5.41 4.11 0.47 20.70 132 Pro ilustraci jsou v tabulce 2 uvedeny rozměry některých vad přes tloušťku stěny, tloušťka stěny s před a za svarem, součinitel koncentrace napětí axiální složky napětí vyvolaný přesazením trubek, axiální napětí a lokální špička axiální složky napětí. Součinitel koncentrace napětí byl stanoven podle BS 7910 [2]. Přesazení Neprůvar Studený spoj Tab. 2 Rozměry vad a napětí v místě vady Hloubka trhliny s před svarem s za svarem Součinitel koncentrace napětí [-] Axiální napětí Maximální ax. napětí 2.4 1.7 0 8.0 8.2 1.97 75.1 148.1 2.8 2.7 0 4.6 8.2 8.6 2.09 59.2 123.6 3.3 1.9 0 8.2 8.4 2.31 80.2 185.0 1.8 2.6 0 8.3 8.3 1.72 75.1 128.9 3.2 3.1 0 8.8 8.3 2.25 53.6 120.5 1.5 1.8 0.9 8.3 8.3 1.60 53.6 85.5 3.3 3.7 0.9 8.4 8.4 2.30 63.1 145.1 2.3 2.3 0 2.7 8.3 8.2 1.92 63.1 121.2
1.5 2.1 0 8.4 8.4 1.59 56.9 90.3 3.1 2.1 0 8.4 8.3 2.22 58.4 129.9 1.7 2.4 1 8.3 8.5 1.67 67.1 111.8 1.5 1.8 0 8.4 8.1 1.61 82.5 132.7 2.7 2.6 1 8.4 8.2 2.08 88.5 184.2 3.5 1.7 0 8.4 8.3 2.39 61.1 146.1 1.9 1.3 1.2 8.5 8.5 1.74 67.6 117.5 1.9 0 0 8.6 8.2 1.76 78.9 138.6 1.5 1.2 0 8.6 8.1 1.60 54.8 87.7 1.8 1.7 0 8.1 8.5 1.71 57.6 98.4 2.7 1.6 1.1 8.3 8.5 2.06 62.8 129.2 3. Přípustnost korozních defektů Přípustnost korozních defektů lze hodnotit podle API RP 579 [1]. Závislost poměru lomového napětí k mezi kluzu na bezrozměrné délce korozního defektu 2a/(R.s) 0.5 pro různé poměry hloubky defektu d/s je uvedena na obr. 7. Do obrázku je rovněž zakreslena hranice mezi lomem potrubí a vznikem netěsnosti. Pro posuzování korozních defektů je důležitá maximální hloubka defektu d n, která již s rostoucí délkou defektu neklesá. Postupem podle API RP 579 se pak kontroluje maximální přípustný tlak MAWP minimální tloušťka stěny s min a membránové napětí v místě zeslabeném korozí σ m c. Podle výsledků uvedených v tabulce 3 je maximální přípustný tlak větší než provozní, minimální vypočtená tloušťka s min je menší než tloušťka stěny zeslabená korozí s c a membránové napětí v korozi zeslabeném místě σ m c je menší než dovolené napětí σ DOV. Vnější průměr d n Tab. 3 Výsledy posouzení korozních defektů pracovní MAWP s c s min tlak σ m c σ DOV 530 2,3 2,5 2,9 5,7 4,8 119 140 426 3,3 2,5 3,0 4,7 3,9 117 140 Obr.7: Rozhraní lom vznik netěsnosti pro korozní defekty Obr.8: Mezní diagram pro výpočet kritické hloubky trhliny
4. Hodnocení plošných defektů Plošné defekty typu neprůvar kořene a studený spoj se hodnotí stejným způsobem jako trhliny [1, 2]. Nejprve se stanoví kritické rozměry trhlin pro jednotlivé svary. Pro stanovení kritických rozměrů lze použít postupy popsané v metodikách API RP 579, BS7910 a BEGL R6, které jsou založeny na principech nelineární lomové mechaniky. Trhlina je charakterizována dvojicí parametrů L r a K r, které jsou definovány vztahy: K σ ref K r = ; Lr = (1) K R c kde K je součinitel intenzity napětí, K c je lomová houževnatost materiálu, σ ref je referenční napětí a R p je mez kluzu. Parametry K a σ ref jsou závislé na geometrii tělesa, velikosti trhliny a zatížení. Pro řadu konfigurací trhlin existují vztahy pro výpočet K a σ ref v závislosti na zatížení, rozměrech tělesa a velikosti trhliny a lze je např. nalézt v kompendiu obsaženém v API RP 579. Pokud jsou posuzovány trhliny ve svarových spojích, je třeba vzít v úvahu zbytková napětí. Exaktní průběh zbytkového napětí není v posuzovaném svaru obvykle znám, proto se zpravidla používají hodnoty uvedené ve výše zmíněných metodikách. Velikost zbytkového napětí závisí především na typu svaru (V-svar, X-svar), umístění svaru (obvodový svar, podélný svar) a tepelném zpracování po svařování (žíhaní na odstranění vnitřního pnutí). Vlastní posouzení stability trhliny probíhá v souřadném systému [K r, L r ] pomocí mezní křivky K r lim, která je funkcí parametru L r. Pokud se bod o souřadnicích [K r, L r ] nachází pod mezní křivkou K r lim, tj. pro danou hodnotu L r platí K r < K r lim, pak je trhlina stabilní, jak ze znázorněno na obr. 8. Hranice stability je definována podmínkou, že pro dané L r platí: p K r = K r lim. (2) Stanovení kritických rozměrů trhliny pak znamená nalézt rozměr trhliny, pro který je splněna podmínka (2). Tvar nalezených defektů se aproximuje semieliptickými trhlinami. Jelikož trhliny mívají mnohem menší délku než hloubku, lze takovou trhlinu posuzovat jako celoobvodovou. Tyto náhrady poskytují mírně konzervativní výsledky. Hodnoty napětí od vnitřního přetlaku a dilatace potrubí pro výpočet kritických rozměrů trhlin byly převzaty z výsledků analýzy potrubního systému, zohledňující tvar a uložení potrubí. V místě přesazení potrubí vznikají lokální špičky ohybového napětí, které se superponují na základní membránové napětí. Vliv přesazení potrubí lze zpracovat podle BS7910 [2], kde je uveden způsob výpočtu součinitele koncentrace napětí k m. Sekundární napětí σ s pak lze stanovit z rovnice: k m = 1 + σ s /P m, (3) kde P m je primární napětí. Hodnoty osového napětí zahrnující vliv lokální koncentrace napětí jsou uvedeny v tabulce 2. Vypočtená kritická hloubka trhliny se v posuzovaném potrubí pohybovala od 3,35 mm do 4,85 mm v závislosti na velikosti lokální špičky napětí v místě svaru. Pro stanovení doby životnosti horkovodu je podstatný výpočet doby růstu nalezených trhlin až do kritických rozměrů, kdy může dojít k lokální netěsnosti, popř. v horším případě k destrukci potrubí. K výpočtu růstu trhlin lze použít Parisovu rovnici ve tvaru: da/dn = A(ΔK) n, (4)
kde N je počet cyklů, A,n jsou materiálové konstanty a ΔK je rozkmit součinitele intenzity napětí. Při volbě konstant A, n je třeba zohlednit vliv korozního prostředí v horkovodu na růst trhlin během provozu. Pokud je znám počet cyklů za rok, lze závislost hloubky trhliny a na počtů cyklů N určenou integrací vztahu (4) převést na závislost hloubky trhliny a na čase. Výsledky výpočtů jsou ovlivněny faktem, že doba provozu do dosažení kritických rozměrů je závislá na počáteční hloubce trhliny a velikosti osové složky napětí zohledňující lokální koncentraci napětí v místě svaru. Proto jsou mezi přípustnou dobou provozu pro jednotlivé svary značné rozdíly. V nejkritičtějším místě byla vypočtena doba 0,7 roku potřebná k dosažení kritické hloubky trhliny. V ostatních svarech byla vypočtena doba provozu delší než 2 roky. 5. Závěr Analýzou napjatosti jednotlivých částí horkovodu lze nalézt extrémně namáhané prvky. Kontrola geometrie podélně svařovaných trubek (měření průměru, tloušťky stěn, ovality a střechovitosti) a proměření tlouštěk stěn spirálově svařovaných trubek poskytne podklady pro následnou analýzu jejich napjatosti. Výpočtem rizik vzniku trhlin únavovými procesy a výpočtem rizik pro iniciaci lomu při uvažování jednotlivých mechanizmů porušování se určí prvky, kde dojde nejpravděpodobněji k poruše. Následnými defektoskopickými kontrolami skupiny těchto prvků lze kontrolovat stav celého horkovodu. Tento postup výrazným způsobem sníží riziko nepředvídané poruchy, avšak neeliminuje poruchu zcela. Na trase se mohou vyskytovat místa, jejichž namáhání není extrémní (tudíž nebudou zařazeny do výběru kontrolovaných prvků), ale výskyt hrubých vad výrobního původu v těchto lokalitách může vést k rozvoji a růstu defektů v důsledku provozního namáhání. Následná porucha se potom může vyskytnout v těchto lokalitách dříve, než u více namáhaných prvků bez výrobních defektů. Další možností je podrobit všechny svarové spoje defektoskopické kontrole. Vyhodnocení nálezů a výpočet předpokládané životnosti jednotlivých svarů pak umožní optimalizovat rozsah případných oprav tak, že se opraví jen ty svary, jejichž předpokládaná životnost je kratší než je bezpodmínečně nutné pro zajištění spolehlivého provozu horkovodu po stanovenou dobu. U hodnoceného horkovodu bylo zjištěno, že předpokládaná životnost většiny kontrolovaných svarů je dostatečně dlouhá. Pouze u několika svarů lze očekávat vznik poruchy, a proto se v těchto případech doporučuje oprava svarového spoje. Literatura [1] Fitness-for-Service, API Recommended Practice 579, American Petroleum Institute, Jan. 2000. [2] Guide on methods for assessing the acceptibility of flaws in metallic structures structures, BS 7910, British Standards Institution, 2005 [3] Assessment of the Integrity of Structures Containing Defects, British Energy Generation Ltd, R6 -- Revision 4, 2001 [4] Protokol zkušebny MTL č. 0471, 1995. [5] Bielak O.- Bína V.-Kanócz A.: Systematické sledování životnosti a provozní spolehlivosti tepelných napáječů, Zpráva BiSAFE, Z-96-058, Praha 1996. Kontaktní adresa autora Jméno Ing. Ondrej Bielak, CSc. Pracoviště BiSAFE, s.r.o. Adresa pro korespondenci: Malebná 2/1049, 149 00 Praha 4 E-mail: bielak@bisafe.cz Fax: 267 913 334 Telefon: 267 913 335