PODKRITICKÝ RŮST TRHLINY VE SVAROVÉM SPOJI MEZI KOMOROU A PAROVODEM KOTLE VÝKONU 230 T/H Jan KOROUŠ, Ondrej BIELAK BiSAFE, s.r.o., Praha V důsledku dlouhodobého provozu za podmínek tečení vznikají ve svarových spojích vysokotlakých parovodů z CrMoV oceli trhliny typu IV. Na etapu iniciace navazuje etapa podkritického růstu trhliny. Příspěvek se zabývá faktory, které ovlivňují vznik trhlin. Uvádí výpočet rozvoje trhliny v interkritickém pásmu tepelně ovlivněné oblasti svarového spoje za podmínek, kdy rozvoj trhliny určuje parametr nelineární lomové mechaniky C *. K jeho výpočtu je použit odhad z referenčního napětí. Pří výpočtu se uvažuje zatížení vnitřním přetlakem a ohybovým momentem. Výsledky výpočtu jsou konfrontovány s odhadem délky etapy podkritického růstu trhliny, stanoveným na základě fraktografického rozboru poruchy svarového spoje mezi komorou a parovodem 219 20 mm z oceli 15128 při Klíčová slova: creep, CrMoV ocel, svar, typ IV, růst trhliny, referenční napětí 1. Úvod Funkční spolehlivost a provozní životnost tlakových systémů parních kotlů, dlouhodobě exploatovaných v náročných provozních podmínkách, je do značné míry determinována úrovní žárupevných vlastností svarových spojů v porovnání se svařováním neovlivněným základním materiálem kotlových trubek [1]. Uvedené vlastnosti jsou zásadním způsobem ovlivněny použitou technologií svařování trubek, tj. volbou způsobu svařování a přídavného svařovacího materiálu, tepelným režimem procesu včetně množství tepla vneseného do svarového spoje a v řadě případů také režimem aplikovaného tepelného zpracování po svaření. Variabilnost stěžejních parametrů technologického postupu svařování má však významného společného jmenovatele, a to vznik úzce lokalizovaného, relativně nejméně zpevněného pásma svaru - oboustranně obklopeného žárupevnějším materiálem, - typického přednostním creepovým porušováním při vhodně orientovaném vnějším zatížení. Při správné volbě přídavných svařovacích materiálů a chemického složení svarového kovu dochází při svařování nízkolegovaných, martenzitických chromových ocelí a případně i uhlíkových žárupevných ocelí k preferentnímu výskytu této měkké lokality v tepelně ovlivněné oblasti spoje, a to především v její interkriticky přežíhaném pásmu při rozhraní se základním materiálem [3]. Z mikrostrukturního hlediska se jedná o pásmo vysoce popuštěné a částečně překrystalizované struktury s výraznou degradací precipitačního zpevnění, vyznačující se nízkou odolností proti plastické deformaci a porušení při dlouhodobé creepové expozici [2, 3]. Jedná se o tzv. poručení čtvrtého typu podmíněné výraznou akumulací plastické deformace, nukleací, růstem a vzájemným propojováním kavit na hranicích zrn a v konečné fázi pak šířením magistrální trhliny, přičemž pro lomový stav je typická poměrně vysoká koncentrace kavit i v lokalitách interkritického pásma, odlehlých od vytvořené magistrální trhliny [2, 3].
Popsaný způsob creepového poškozování je charakteristický pro obvodové porušení svarových spojů v provozních podmínkách potrubních systémů parních kotlů, namáhaných vnitřním přetlakem páry s poměrně významnou složkou axiální tahové napjatosti, indukované od přídavného namáhání tahového resp. ohybového typu a/nebo následkem redistribuce napětí v průběhu creepové expozice [1, 2, 8-12]. Závažnost problému je akcentována akutním nebezpečím náhlého creepového lomu, jehož pravděpodobnost prokazatelně vzrůstá po překročení časového horizontu provozní exploatace zhruba 50 tisíc hodin, což se týká především kotlových trubek a parovodů z nízkolegované CrMoV oceli, disperzně zpevněné částicemi karbidu vanadu [1, 2, 6, 8-12]. V četných případech se mechanizmus porušení IV typu vyskytuje u creepových zkoušek svarových spojů, prováděných metodikou jednoosého tahového zatížení ve směru kolmém na osu spoje (cross weld creep rupture test). Za těchto zkušebních podmínek, tj. při iniciaci plného axiálního zatížení obvodového spoje je diskutovaný způsob creeppového lomu charakteristický jak pro nízkoligované žárupevné oceli typu 0,5Cr 0,5 Mo0,3V a 0,8Cr0,5Mo0,6V, precipitačně zpevněné disperzní fázi karbidu vanadu [3, 6, 8], tak pro CrMo oceli na bázi 2,25Cr1Mo a 1Cr0,5Mo [8]. Jako typický projev preferenčního uplatnění creepového porušení IV typu pak lze považovat pokles : - napěťové citlivosti doby do lomu svarového spoje v porovnání se základním materiálem pozorovaný v oblasti relativně nízkých aplikovaných napětí a creepové životnosti nad 10 tisíc hodin [2, 3, 8] - pevnostního součinitele spoje (vypočteného jako poměr mezí pevnosti při tečení svaru a základního materiálu použité kotlové trubky pro konstantní teplotu a creepovou životnost) s rostoucí teplotou a dobou do lomu [3, 8]. Příspěvek je zaměřen na výpočet odhadu doby do vzniku trhlin a etapy podkritického růstu trhlin typu IV ve svarovém spoji mezi komorou a výstupním parovodem 219/20 mm. Ke vzniku netěsnosti ve svarovém spoji došlo po 91 958 h provozu při teplotě 535 C a tlaku 9,6 MPa. Na základě měření oxidické vrstvy byla etapa podkritického růstu magistrální trhliny stanovena na cca 40 tisíc hodin provozu. 2. Vznik a rozvoj trhlin Trhliny vznikají propojováním kavit na hranicích zrn rovnoběžných s interkritickým pásmem. Spojování kavit do trhlin a vznik trhlin v místě styku tří zrn dokumentuje obr.1. Obr. 1 Morfologie creepového poškození Tvorba je ovlivněna složkou napětí působící kolmo na trhlinu. V případě obvodových svarů i relativně nízké přídavné zatížení, které zvyšuje axiální složku napětí, vede k vzniku těchto trhlin. Na obr.2 a obr.3 je uveden průběh axiální složky napětí na délce obvodového svaru u dvou svarových spojů vysokotlakého parovodu ( 273/25 mm, 535 C; 9,6 MPa) [11]. Do uvedených
obrázků je rovněž zakreslena poloha magistrální trhliny. V části svarů proti magistrální trhlině (oblast s nízkou axiální složkou napětí) trhliny nebyly zjištěny [11]. Obr.2: Koincidence trhliny a axiální složky napětí Obr.3: Koincidence trhliny a axiální složky napětí Nerovnoměrné rozložení axiální složky napětí po obvodě svaru vysvětluje skutečnost, že poruchy obvodových svarů trhlinami typu IV se projevují vznikem netěsnosti únikem páry. Není nám znám případ poruchy s katastrofickými následky, který by nastal otevřením celého průtočného průřezu parního potrubí. Na obr.4 je schéma rozvoje trhliny stanovené na základě fraktografických rozborů a datování stáří trhliny z měření oxidické vrstvy [10-12]. V první fázi dochází ke vzniku kavit na hranicích zrn v interkritickém pasmu. Magistrální trhlina vzniká propojováním kavit a růst je především ovlivněn složkou napětí působící kolmo na trhlinu. Jelikož při tvorbě a růstu kavit se výrazně uplatňuje hydrostatická složka napětí, kavity vznikají převážně pod vnitřním povrchem, kde jsou splněny podmínky rovinné deformace. V další fázi trhlina roste směrem dovnitř a posléze se vytvoří dvě čela trhliny, která se šíří ve směru obvodovém. Na vnitřním i vnějším povrchu trubky je rovinná napjatost a rychlost růstu trhlin podstatně menší ve srovnání s vnitřkem stěny potrubí, který je zatěžován za podmínek rovinné deformace. Důsledkem je profil čela trhliny naznačený na obr.4. Rozdíl v délce trhliny uprostřed vzorku a na povrchu je závislý na tloušťce vzorku a může být až 50 mm. Obr. 3: Rozvoj trhliny typu IV v obvodovém svaru VT parovodu V některých případech, kromě magistrální trhliny typu IV dochází k iniciaci sekundárních trhlin z defektů v kořenové oblasti, jak dokumentuje obr.5. Trhlina typu III vznikla pravděpodobně ze studeného spoje a rostla v hrubozrnné části TOZ v těsné blízkosti svarového kovu [10].
Obr. 5: Příčný řez svarovým spojem 3. Odhad doby do vzniku trhlin V důsledku rozdílné rychlosti tečení jednotlivých strukturních složek základního materiálu, tepelně ovlivněné zóny a svarového kovu představuje svarový spoj tzv. technologický vrub, ve kterém dochází ke koncentraci napětí. Součinitel koncentrace napětí je závislý na pevnostních a deformačních creepových vlastnostech jednotlivých strukturních složek svarového spoje. Dále je závislý na době provozu a poloze sledovaného místa. Na obr.6 je uvedena závislost součinitele koncentrace redukovaného napětí HMH a obvodové složky napětí na době provozu v TOZ ve vzdálenosti 3,2 mm pod vnějším povrchem [9]. Obr. 6: Závislost součinitele koncentrace napětí v TOZ na straně komory ve vzdálenosti 3,2 mm pod vnějším povrchem
Na základě výpočtů redistribuce napětí ve svarovém spoji byl stanoven odhad doby do vzniku trhlin. Ve výpočtu jsme uvažovali pouze poškození tečením. Výpočet odhadu byl proveden pro TOZ na straně komory (kde se trhlina vyskytovala) a pro TOZ na straně parovodu. Odhad provozní doby do vzniku trhlin v TOZ na straně komory se pohybuje v mezích od 55 000 do 68 000 hodin. V TOZ na straně parovodu je odhad doby do vzniku trhlin podstatně vyšší, 156 000 až 200 000 hodin. Nestacionární provozní stavy (najetí, odstavky) dobu do vzniku trhlin bezesporu zkrátí. 4. Odhad etapy růstu trhlin Růst trhliny byl modelován na trubce zatížené vnitřním přetlakem a přídavným ohybovým momentem. Geometrie trhliny je patrná z obr. 7, kde je též naznačeno působící zatížení. Trubka vnějšího průměru 219 mm, s tloušťkou stěny 20 mm byla zatížená vnitřním přetlakem 9,6 MPa a ohybovým momentem 6 k Nm při teplotě zařízení 540 o C. Počáteční rozměry půleliptické trhliny z vnějšího povrchu byly následující: hloubka a = 4 mm, délka 2c = 40 mm. Obr. 6 Výpočtové schéma defektu a znázornění zatížení Rychlost šíření trhliny za podmínek tečení se obvykle vyjadřuje v závislosti na parametru C * ve tvaru [14]: da = A (C * ) q [mm/h]. (1) dt Lomově mechanický parametr C * (creepový ekvivalent J integrálu) lze podle [14] stanovit podle vztahu: C * σ ref & ε ref 2 ( K / σ ), = (3) kde K je součinitel intenzity napětí, σ ref je referenční napětí (viz dále) a ε& ref je rychlost creepové deformace jakožto funkce referečního napětí σ ref a akumulované creepové deformace ε c. Pro výpočet rychlosti creepové deformace byl použit komplexní model tečení. Celkovou deformaci ε tot během creepového procesu lze vyjádřit jako funkci času t pro dané hodnoty napětí σ a teploty T výrazem: tot ref g π ( t ) ( tσ, T ) ε ( ε ε ) o m o [ ]. ε = (4) Hodnota počáteční deformace ε o je dána výrazem ε o = 100σ/E(T). Modul pružnosti E(T) je funkcí teploty ve tvaru: E = E 1 + E 2 exp(-e 3 /T).
Mezní deformace ε m je vyjádřena vztahem: ln( tr ) M 3 M 4T σ ε m = exp M1 + M 2tgh + 100. T (5) E( T ) Funkce g[π(t)] je tzv. funkce poškození definovaná výrazem: K M { 2[ π ( t) ] }, N 1+ exp g[ π ( t) ] = [ π ( t) ] (6) 1+ exp( 2) kde poškození π(t) je dáno poměrem t/t r, přičemž doba do lomu t r je definována vztahem: 1 1 1 1 log( t r ) = A1 + A2 log + A3 log log[ sinh( A6σ T )] + A4 log[ sinh( A6σT )]. (7) T A T A 5 Komplexní model tečení je tedy charakterizován 17 konstantami (E 1 E 3, M 1 M 5, N, M, K, A 1 A 6 ). V úvahu byly vzaty materiálové vlastnosti všech částí svarového spoje, tj. svarového kovu, základního materiálu komory a materiálu teplotně ovlivněné zóny. Postup výpočtu je detailně popsán ve sborníku [13], zde se omezíme pouze na grafickou prezentaci výsledků. Výpočet podkritického růstu trhlin je závislý na počáteční hloubce trhliny a o, zatížení, velikosti zbytkových pnutí a užitných vlastnostech materiálu (UVM). Výpočet byl realizován pro střední a pro minimální užitné hodnoty. Výsledky výpočtů jsou uvedeny na obr.8 a obr.9. Na základě měření tlouštěk oxidů bylo odhadnuto stáři trhliny na cca 40 tisíc hodin provozu (od vzniku trhliny do objevení netěsnosti). Z výsledků uvedených na obr.8 je zřejmé, že etapa růstu trhliny stanovená pro střední hodnoty užitných vlastností materiálu neodpovídá realitě, neboť je delší než 100 tisíc hodin. V případě užitných vlastností materiálu na úrovni dolní meze je shoda podstatně lepší. Zahrneme-li do výpočtu rovněž zbytkové pnutí ve svarovém spoji, etapa růstu trhliny se výrazně zkrátí, jak je patrné z obr.8. 5 Obr.8: Vliv užitných vlastností materiálu na růst trhliny typu IV v obvodovém svarovém spoji parovodu
Obr.9: Vliv zbytkových pnutí na růst trhliny typu IV v obvodovém svarovém spoji parovodu 4. Závěry 1. Při svařování nízkolegovaných, martenzitických chromových a případně i uhlíkových žárupevných ocelí vzniká (i při správné volbě přídavných svařovacích materiálů a chemického složení svarového kovu) měkká lokalita v tepelně ovlivněné oblasti spoje, a to především v její interkriticky přežíhaném pásmu při rozhraní se základním materiálem. Z mikrostrukturního hlediska se jedná o pásmo vysoce popuštěné a částečně překrystalizované struktury s výraznou degradací precipitačního zpevnění, vyznačující se nízkou odolností proti plastické deformaci a porušení při dlouhodobé creepové expozici. V průběhu provozu vzniká tzv. porušení čtvrtého typu podmíněné výraznou akumulací plastické deformace, nukleací, růstem a vzájemným propojováním kavit na hranicích zrn a v konečné fázi pak šířením magistrální trhliny. 2. Výskyt předčasných lomů je zásadním způsobem ovlivněn použitou technologií svařování trubek, tj. volbou způsobu svařování a přídavného svařovacího materiálu, tepelným režimem procesu včetně množství tepla vneseného do svarového spoje a v řadě případů také režimem aplikovaného tepelného zpracování po svaření. Popsaný způsob creepového poškozování je charakteristický pro obvodové porušení svarových spojů v provozních podmínkách potrubních systémů parních kotlů, namáhaných vnitřním přetlakem páry s poměrně významnou složkou axiální tahové napjatosti, indukované od přídavného namáhání tahového resp. ohybového typu a/nebo následkem redistribuce napětí v průběhu creepové expozice. 3. Poškození přednostně vzniká v místě průniku minimálních užitných vlastností svarového spoje a maximálního referenčního lomového napětí. Referenční lomové napětí je závislé na zatížení, užitných vlastnostech základního materiálu, jednotlivých pásem tepelně ovlivněné zóny a svarového kovu. Na základě analýzy provozního namáhání potrubních systémů a výpočtu redistribuce výchozí elastické napjatosti, rozvoje deformace a poškození ve svarovém spoji lze poměrně spolehlivě kvantifikovat riziko vzniku trhlin tohoto typu v jednotlivých svarových spojích, dále pak lokalizovat exponovanou část svarového spoje. 4. U analyzované poruchy provozní doba do vzniku trhlin v TOZ svarového spoje, odhadnutá na základě výpočtu redistribuce napětí ve svarovém spoji, poměrně dobře souhlasí s dobou vzniku trhliny odhadnuté z měření oxidické vrstvy. 5. Poruchy obvodových svarových spojů trhlinami typu IV se projevují vznikem netěsnosti únikem páry a to i v případech, kdy trhlina zasahuje téměř polovinu obvodu svarového spoje. 6. Etapa podkritického růstu magistrální trhliny představuje relativně značnou část životnosti svarového spoje. Předvedený výpočet s použitím referenčních napětí poskytuje realistický odhad etapy růstu trhliny v případě použití užitných vlastností materiálu na úrovni dolní meze. Pro střední
hodnoty užitných vlastností je etapa podkritického růstu trhlin silně nadhodnocená. Matematický model trhliny použitý ve výpočtu nepostihuje v plné míře skutečný tvar trhliny. Pro dosažení lepší shody výpočtového modelu s reálným stavem bude nutné zpřesnit vlastní výpočtový model, vstupní materiálové podklady a postup výpočtu ověřit na dalších případech. poruch 7. Komplexní analýza poruch metalografické a fraktografické šetření doplněné o nezbytné výpočtyje vhodným prostředkem k ověření výpočetních postupů hodnocení životnosti a provozní spolehlivosti zařízení. V řadě případů poskytuje jednoznačné objasnění příčin vzniku poruchy a umožňuje přijetí správných opatření pro zajištění životnosti a provozní spolehlivosti zařízení. 5. Literatura [1] Price, A. T. Williams, J. A.: The Influence of Welding on Creep Properties of Steels. In : Creep and Fracture of Engineering Materials and Structures, ed. Wilshire, B. - Owen, D., Pineridge Press, 1982, pp. 265-353 [2] Kimmins, S. T. Coleman, M.C. Smith, D.J.: An Overview of Creep Failure Associated with Heat affected Zone of Ferritic Weldments, In : Creep and Fracture of Engineering Materials and Structures, ed. Wilshire, B. - Evans R. W., 1993, pp. 681-694 [3] Sobotka, J.: Effect of Vanadium on Long-Term Creep Strength of Weld Joints of CrMoV Steel Boiler Tubes. In: Creep Resistant Metallic Materials, ed. Purmenský J., Terris 2002, Praha 2001 [4] Coleman, M.C. Parker, J.D.: High Temperature Deformation and Fracture of Weldments in Thick Section 0,5Cr0,5MoV Pipe, Int. J. Pres. Ves. and Piping, 50, 1992, pp. 243-254 [5] Parker, J. D. - Parsons, A. W. J.: High Temperature Deformation and Fracture Processes in 2,25Cr1Mo - 0,5Cr0,5Mo0,25V Weldments. Int. J. Pres. Ves. and Piping, 63, 1995, pp. 45-54 [6] Parker, J.D.: High Temperature Deformation and Failure in Weldments. In: Creep Resistant Metallic Materials, VÍTKOVICE, ed. Purmenský J., 1996, pp. 456 461 [7] Shang Tung Tu - Rui Wu - Sandström R.: Design Against Failure for Weldments in 0,5Cr0,5Mo0,25V Pipe. Int. J. Pres. Ves. and Piping, 58, 1994, pp. 345-354 [8] Sobotka J. Janeček M. Thiemel K.: Vliv tepelného příkonu při svařování na žárupevnost svarových spojů trubek z oceli 0,5Cr0,5Mo0,3V. Zváranie Svařování, 50, 2001, str. 51-56 [9] Kanócz, A. Bína, V. Korouš J. Masák, J.: Analysis of Failure of Outlet Steam Pipeline Weld, BiSAFE, Z-99-110A, Praha 1999 [10] Kanócz, A. Bína, V. Masák, J.: Failure of Header Weld, BiSAFE, Z-00-128EnSv, Praha 2000 [11] Bielak, O. Bína, V.: Příčiny vzniku trhlin ve svarových spojích VT parovodu kotle K5, BiSAFE Z-01-162, Praha 2001 [12] Bielak, O. Masák, J. Bína, V. Kanócz, A.: Posouzení příčin vzniku trhlin ve svarových spojích rozváděče páry RP10/1, BiSAFE Z-01-160, Praha 2001 [13] Korouš J. Bielak O.: Podkritický růst trhliny ve svarovém spoji komory přehříváku, Sb. konference Inženýrská mechanika 2002, Svratka, 13.-16. května 2002 (bude publikováno) [14] R5: Assessment Procedure for the High Temperature Response of Structures, Report R5, Issue 2, Revision 2, 1998, Nuclear Electric, UK Adresní údaje o autorech: Plné jméno s tituly: Jan Korouš., Ing. Ondrej Bielak CSc. Pracoviště a jeho začlenění BiSAFE. s r.o. do instituce/firmy: Adresa pro korespondenci: 149 00, Praha 4 E-mail: bisafe@login.cz Fax: 02-6791 3334 Telefon: 02-6791 3335