Tepelná únava materiálu v chemickém a jaderném průmyslu

Tepelná únava materiálu v chemickém a jaderném průmyslu Anotace: Vznik projektu byl motivován požadavky průmyslových odvětví u kterých dochází k degradaci materiálu za provozu vlivem zatížení ve ormě náhlé opakované změny teploty. Taková zařízení se vyskytují jak v jaderné energetice tak i v petrochemickém průmyslu. Nejtypičtějším příkladem společným pro obě zmiňovaná průmyslová odvětví jsou oblasti napojení potrubních soustav ve kterých dochází k míchání teplého a studeného média. Důvody zvýšeného zájmu o problematiku tepelné únavy vyplývají ze zvyšujícího se počtu výskytu tohoto typu poškození ve výše uvedených průmyslových odvětvích. Jak ukazují výsledky současné praxe mohou vznikat na komponentách vystavených účinkům opakovaného střídavého ohřevu a následného ochlazování nežádoucí deekty. Nejčastějším případem deektů jsou v tomto případě trhliny na exploatovaném povrchu součásti které za předpokladu jejich dalšího rozvoje mohou v konečné ázi vést až k úplnému narušení integrity provozovaného celku v důsledku vzniku lomu. Impulzem k zahájení výzkumných prací je zvýšená četnost tohoto typu poškození u energetických okruhů. Jak vyplývá z provedeného rozboru dostupných inormací o událostech spojených s výskytem tepelné únavy v energetice nebyla problematika tepelné únavy součástí návrhu provozovaného zařízení. Snad nejznámějším incidentem vyvolaným degradací materiálu tepelnou únavou bylo nucené odstavení rancouzské jaderné elektrárny Civaux 1 ke kterému došlo v roce 1998. Působením vysokocyklové únavy která vznikla jako výsledek turbulentního proudění v průběhu míchání médií o rozdílných teplotách a rychlostech došlo k iniciaci a následnému únavovému růstu trhliny přes celou tloušťku stěny potrubí s výsledným únikem primárního chladiva. Také v oblasti petrochemického průmyslu se enomén tepelné únavy jako důsledek míchání médií plně vyskytuje s tím že rozdíly mezi teplotou chladného a teplého média mohou být i vyšší než v případě energetických okruhů na jaderných elektrárnách. Shrnutí a výsledky projektu Z hlediska zaměření projektu se jednalo o experimentálně-numerický výzkum který byl orientován na sledování vlivu změny teplotního cyklu na životnost ocelí používaných v chemickém a jaderném průmyslu vystavených podmínkám tepelné únavy s maximální horní teplotou cyklu do 35 C. Po věcné stránce lze celý projekt charakterizovat čtyřmi následujícími otázkami s tím že nalezením jejich odpovědí které na sebe vzájemně v postupných krocích navazují získáváme potřebné závěry: 1. Postupujeme při predikci životnosti v případě zatěžování změnou teploty správně? 2. Jsou současné únavové křivky pro oblast teplotní únavy vypovídající? 3. Lze stanovit limity maximálních teplotních dierencí pro bezpečný provoz v oblasti míchání médií? 4. Jaký vliv na zkoušené materiály má prostředí? Na první otázku lze nalézt odpověď v průběžné zprávě za druhý rok řešení projektu [7]. Dílčím úkolem který představoval část náplně ve druhém roce řešení projektu bylo na

základě získaných znalostí o deormačně-napěťové odezvě porovnat klasický normovaný přístup hodnocení únavy za použití lineárních napětí s přístupem který využívá celkových pružně-plastických deormací. Jak naznačují dosažené výsledky nemusí být použití klasického přístupu posouzení únavy vždy dostatečně korektní. Proto byly následně použity hodnoty celkových pružně-plastických deormací v posuzované oblasti před čelem vrubu které byly obdrženy z nelineárních napěťově-deormačních analýz. Z porovnání výsledků využívajících lineární a pružně-plastické výpočty vyplývá že použití nelineárních analýz vede jednoznačně k získání realističtějšího odhadu životnosti ve smyslu pravděpodobného počtu cyklů do iniciace deektu o smluvní velikosti. Výsledné srovnání predikovaných počtů cyklů do iniciace trhliny o smluvní velikosti 5 mm uvádí tabulka 9.1. Vzhledem k náročnosti provedení pružně plastického výpočtu zejména v případě rozsáhlejšího analyzovaného celku je použití lineární analýzy v běžné technické praxi v naprosté většině případů nezbytné. Z tohoto pohledu je vhodné zvážit modiikaci v současnosti používaných vztahů pro hodnocení etapy iniciace únavové trhliny. Tabulka 9.1 Srovnání predikovaných počtů cyklů do iniciace s experimentem výpočet T lineární MKP analýza nelineární MKP analýza [ C] Manson Langer Manson Langer experiment Coin Coin 34 5888 2156 275 122 938 31 11 369 4583 179 257 28 3669 12513 7819 2943 2747 25 5172 2447 862 3378 6666 2 124597 7649 11298 517 7692 15 1 1 35263 22144 38461 Druhou otázku řeší první část průběžné zprávy za poslední rok řešení [8]. Základ tvoří pružně-plastické numerické simulace zahrnující jak teplotní tak i mechanické řešení provedené za účelem stanovení rozložení polí deormací a napětí ve zkušebním tělese v průběhu řízeného teplotního zatěžování. Na základě kombinace experimentů a numerického modelování byla sestrojena křivka životnosti pro podmínky tepelné únavy a tato porovnána s konvenční křivkou zkonstruovanou s využitím rovnice (5). V případě křivky pro tepelnou únavu lze pozorovat jistý odklon ve směru k nižším hodnotám amplitudy celkové deormace vzhledem ke křivce stanovené v podmínkách převládnutí jednoosého stavu napjatosti při konstantní zvýšené teplotě okolí (obr. 9.1). Tento odklon se zvětšuje s rostoucí amplitudou celkové deormace což relektuje rostoucí rozkmit teplotního zatížení. Z hlediska praktického uplatnění se kvantiikace odklonu křivky životnosti stala jedním ze stěžejních úkolů projektu v letošním roce s tím že následně byly hledány nejdůležitější aktory které se mohou uplatnit v procesu kvantiikace zmiňovaného odklonu křivky. Jako první byl uvažován vliv koncentrace napětí před čelem vrubu. S ohledem na výsledky doplňujících experimentů bylo potvrzeno že koncentrace napětí ve vrubu má jen malý podíl na změně křivky životnosti a tudíž není hledaným dominantním kvantiikátorem odklonu křivky.

1 T 34 C T 31 C T 28 C T 25 C T 2 C εat T 15 C 1 MC 325 C MCv 325 C TU celý lom TU povrch 1E+2 1E+3 1E+4 1E+5 N Obr. 9.1 Porovnání únavových křivek Mnohem významnějším aktorem který se projevil u zatěžování cyklickou změnou teploty je víceosý stav napjatosti v tělese. Pro popis víceososti napětí byl zvolen aktor triaxiality napětí který je deinován jako poměr středního a eektivního napětí. Z hlediska kvantiikace odklonu křivky životnosti stanovené pro případ tepelné únavy od křivky životnosti určené za zvýšené teploty v podmínkách jednoosé napjatosti je aktor triaxiality napětí považován za klíčový parametr. Na základě znalosti hodnot a charakteristických průběhů aktoru triaxiality napětí po tloušťce zkušebního tělesa byly deinovány podmínky za kterých je možné použít únavovou křivku získanou za konstantní teploty a jednoosého stavu napjatosti pro případ zatěžování cyklickou změnou teploty. Doposud je v normovaných návrhových vztazích pro posouzení etapy iniciace deektu zohledněn víceosý stav napjatosti pouze ormou redukovaných hodnot iktivních napětí případně celkové deormace. Vzhledem k aktu že víceosý stav napjatosti se ukazuje jako neopomenutelným aktorem jehož vliv na výsledné únavové posouzení v případě cyklického teplotního zatěžování austenitických ocelí byl v rámci dosažených výsledků projektu prokázán doporučujeme uvažovat o modiikaci současného matematického modelu používaného pro predikci únavové životnosti. Navrhovaná modiikace spočívá v korekci složky plastické deormace v závislosti na rozkmitu teplotního zatížení. Výsledný návrh úpravy vztahů pro matematický popis iniciace trhliny při zohlednění tepelné únavy austenitických ocelí spočívá v zavedení korekčního aktoru φ T (za dovolenou hodnotu N se bere menší ze dvou hodnot vypočtených z následujících rovnic):

ε ϕ at w ε 35ε = n φ σ T pmax + c ( 2N ) n E( 2N ) b σ σ σ m (6) ε ϕ at w ε 35ε pmax σ σ = + φ T c ( 2n N ) E( 2n N ) b N N m ve kterých (7) hodnota korekčního aktoru φ T závisí na velikosti aktoru triaxiality napětí T: φ T = T T > 1 (8) φ T = 1 T 1 (9) Formálně lze naopak korigovat křivku životnosti pro podmínky tepelné únavy (víceosého namáhání) tak aby odpovídala křivce stanovené v podmínkách jednoosého zatěžování: ε at = ε p φ T + ε e (1) Porovnání únavové křivky pro podmínky tepelné únavy korigované podle vztahu (1) s křivkou získanou v režimu deormačního zatěžování v podmínkách jednoosého stavu napjatosti je na obr. 9.2. Z tohoto srovnání je jednoznačně patrná velmi dobrá shoda korigované křivky stanovené za podmínek víceosého stavu napjatosti (zatěžování cyklickou změnou teploty v rozsahu provedených experimentů) s křivkou životnosti stanovenou za konstantní zvýšené teploty okolí (325 C) v podmínkách deormačního jednoosého zatížení. εat 1 1 T 34 C T 31 C T 28 C MC 325 C TU povrch korig. TU celý lom TU povrch T 25 C T 2 C T 15 C 1 1E+2 1E+3 1E+4 1E+5 N Obr. 9.2 Korigovaná křivka životnosti pro podmínky tepelné únavy a křivka životnosti typu Manson-Coin pro podmínky jednoosého namáhání

V této souvislosti je potřeba zdůraznit že navrhovaná modiikace vztahů (6 a 7) pro predikci únavové životnosti vychází pouze z výsledků získaných na austenitických ocelích za použití jednoto typu zkušebního tělesa. Do budoucna je více než žádoucí ověřit navrhovanou modiikaci na jiných typech zkušebních těles resp. s využitím jiných koncentrátorů napětí/deormace. Z praktického hlediska by bylo výhodné rozšířit oblast použití uvažované modiikace pro hodnocení únavové životnosti konstrukčních částí zhotovených z ocelí s eritickou matricí. V pořadí třetí otázkou se zabývá druhá část průběžné zprávy za poslední rok řešení [8]. V rámci požadovaného zobecnění celé řešení předpokládá základní rozdělení z hlediska nejčastěji používaných typů konstrukčních materiálů na oblast austenitických ocelí a ocelí s eritickou matricí (uhlíkových ocelí). Přípustné limity teplot míchajících se médií byly navrženy tak aby při provozu pod stanovenou limitou nedocházelo k iniciaci a případnému růstu deektu vlivem opakované změny teploty na exploatovaném vnitřním povrchu. Z inženýrského pohledu je uvažován deekt o smluvní velikosti 5 mm. Základ pro stanovení požadovaných maximálních teplotních rozdílů spočívá ve znalosti prahové hodnoty rozkmitu aktoru intenzity napětí. Obecně je uznáván akt že pod touto mezní hodnotou nedochází k únavovému růstu trhliny. Pro obě skupiny materiálů byly výsledně sestrojeny nomogramy udávající maximální přípustný teplotní rozdíl v závislosti na koeicientu asymetrie cyklu (obr. 9.3). Předepsané limity byly stanoveny pro nejvíce exponovanou část T-armatury kterou je oblast přechodu odbočnice a hlavního potrubí. 55 5 45 TMAX [ C] 4 35 3 25 2 uhlíkové oceli austenitické oceli -1-5 5 1 R [-] Obr. 9.3 Závislost maximálních přípustných rozdílů teplot míchajících se médií v oblasti napojení typu T-armatury na koeicientu asymetrie cyklu

Nastolená čtvrtá otázka byla řešena na pracovišti spolupříjemce na VŠCHT v Praze. Problematice vlivu prostředí je věnována samostatná zpráva [9]. V experimentálním přístupu bylo ověřeno že základní hodnotící kritéria tepelně únavového poškození nebyla výrazně ovlivněna změnou ochlazujícího média (kapalný dusík / voda). Aby bylo možné vyhodnotit vliv kvality prostředí bylo v posledním roce připraveno řešení umožňující v širokém rozsahu měnit agresivitu prostředí za přestupu tepla / změny povrchové teploty bez negativních omezení zkoušky DET (drop evaporation test) která byla ověřována v prvních ázích řešení. Pro zkoušky tepelně únavového poškození byl ověřen postup zkoušek za přestupu tepla na válcových zkušebních tělesech která jsou sama zdrojem tepla. Zkušební tělesa byla vyrobena z ocelí Cr18Ni9 (AISI 34) Cr17Ni1Ti (AISI 321) Cr16Ni11Mo2 (AISI 316) a Cr23Ni3Mo3N (dvouázová ocel). Z výsledků izotermických zkoušek je patrná významná změna mechanických vlastností už při přechodu z inertního prostředí glycerinu do roztoku chloridu hořečnatého. Po následné aplikaci tepelného toku ze vzorku do korozního prostředí došlo k dalšímu poklesu odolnosti proti praskání přičemž doba do lomu a tažnost se snížily na polovinu a mírný pokles byl zaznamenán i u maximální hodnoty napětí. I přesto že iniciace napadení byla usnadněna trvalým narušováním pasivační vrstvy (zkoušky byly prováděny pomalou rychlostí deormace) bylo pozorováno zvýšení četnosti trhlin na těle pracovní části zkušebního tělesa. Zatímco u ocelí austenitických docházelo k snadné iniciaci mnoha trhlin u oceli dvouázové byla vždy zaznamenána jen jedna hlavní trhlina a dvě až tři menší trhliny sekundární. Pro hodnocení vlivu prostředí jsou využitelné i postupy které jsou integrovány do procesu posuzování etapy iniciace deektu vlivem únavového poškození. Je známo že při uvažování vlivu prostředí na únavovou životnost korozivzdorných ocelí může dojít k překročení limity uveřejněné v současných normách. Tento rozpor je v současné době celosvětově řešen dvěma způsoby: (i) konstrukcí nových křivek životnosti nebo (ii) korekcí výsledků získaných z původních křivek aplikací tzv. aktoru vlivu prostředí F EN který je deinován jako podíl únavové životnosti oceli vystavené inertnímu prostředí (zpravidla vzduch) a koroznímu prostředí (nejčastěji vodné roztoky). Výsledný vliv na kumulaci únavového poškození je dán součtem dílčích hodnot kumulací poškození stanovených pro podmínky nekorozního prostředí násobených příslušnými korekčními aktory. Před použitím výše zmiňovaného přístupu založeného na hodnotě korekčního aktoru je nejprve nutné porovnat podmínky z hlediska typu materiálu a charakteru korozního média. Zatímco japonský model TENPES (Thermal and Nuclear Power Engineering Society Japan) je přímo určen kvalitou prostředí pro elektrárny typu PWR (mezi které elektrárny typu VVER patří) je americký model UNL (US Argone National Laboratory) určen pro elektrárny typu BWR. Jistá disproporce existuje na straně použitých materiálů. Oba navrhované modely vznikly pro aplikaci na austenitické oceli nestabilizované (AISI 34 a 316) kdežto na elektrárnách typu VVER jsou používány oceli stabilizované titanem 8Ch18N1T (Cr18Ni1Ti AISI 321) nebo niobem Cr19Ni1Nb (AISI 347). Na základě experimentů vedoucích k zavedení aktoru vlivu prostředí F EN jsou oceli typu Cr18Ni9 a Cr19Ni12Mo považovány za srovnatelné z hlediska iniciace únavového poškození. Z pohledu odolnosti vůči lokálnímu koroznímu poškození je řádově lepší ocel legovaná molybdenem a stabilizované oceli používané u elektráren typu VVER lze zařadit k ocelím Cr18Ni9 za předpokladu že obsah základních legur (tj. Cr a Ni) je srovnatelný s obsahem u nestabilizovaných ocelí. Pokud je tento základní předpoklad splněn je možné využít modelu TENPES k hodnocení vlivu prostření na únavové chování. Navíc jsou stabilizované oceli odolnější k mezikrystalové korozi přičemž toto napadení bylo v praxi ojediněle pozorováno jen u velmi masivních svarových spojů.

PODĚKOVÁNÍ Na závěr je příjemnou povinností poděkovat nejen všem řešitelům za vzájemnou spolupráci ale také všem ostatním kteří ochotně podali pomocnou ruku v průběhu realizace projektu. Projekt by nemohl být realizován bez inanční podpory Ministerstva průmyslu a obchodu ČR. LITERATURA [1] L. Vlček Teplotní únava materiálů v chemickém a jaderném průmyslu literární rešeršestudium světové literatury rozbor problematiky zpráva ÚAM Brno arch. č. 3636/4 Brno říjen 24 [2] C. Faidy Thermal Fatigue in Nuclear Power Plants French experience and on-going program 3rd Int. Con. Fatigue o Reactor Components Seville (Spain) October 24 [3] S. Benhamadouche M. Saki C. Péniguel J.-M. Stéphan Presentation o a New Methodology o Chained Computations using Instationary 3D Approaches or the Determination o Thermal Fatigue in a T-Junction o a PWR Nuclear Plant Transactions o the 17 th International Conerence on Structural Mechanics in Reactor Technology (SMiRT 17) Prague 23 on CD [4] M. Bentele C. S. Lowthian Thermal Shock Tests on Gas Turbine Materials Aircrat Eng. vol. XXIV no. 276 pp. 32-38 1952 [5] L. F. Coin Design Aspects o High Temperature Fatigue with Particular Reerence to Thermal Stresses Transactions o the ASME 78 pp. 527-532 1956 [6] S. S. Manson Behavior o Materials Under Conditions o Thermal Stress NACA rep. 117 1954 [7] L. Vlček Teplotní únava materiálů v chemickém a jaderném průmyslu Průběžná zpráva po druhém roce řešení zpráva ÚAM Brno arch. č. 3829/5 Brno prosinec 25 [8] L. Vlček Teplotní únava materiálů v chemickém a jaderném průmyslu Průběžná zpráva po třetím roce řešení zpráva ÚAM Brno arch. č. 412/6 Brno prosinec 26 [9] J. Bystrianský Mechanismy poškozování korozivzdorných ocelí v zařízeních energetického a chemického průmyslu-tepelná únava VŠCHT v Praze prosinec 26