POROVNÁNÍ SVAROVÝCH SPOJŮ OCELI P92 PROVEDENÝCH RUČNÍM A ORBITÁLNÍM SVAŘOVÁNÍM 1
2
2
Doc. Ing. Jiří Janovec , CSc., Ing. Daniela Poláchová , Ing. Marie Svobodová , 3 Ph.D., Ing. Radko Verner 1)
ČVUT v Praze, Fakulta strojní, Karlovo náměstí 13, Praha 2,
[email protected] UJP PRAHA a.s., Nad Kamínkou 1345, Praha 5 – Zbraslav 3) MODŘANY Power, a.s., Komořanská 326, Praha 4
2)
Anotace Růst nadkritických parametrů u nových energetických zařízení vyžaduje použití chromových ocelí P91, P92, případně jejich modifikací. Svařování těchto martenzitických parovodů jak v homogenním provedení svarových spojů, případně i heterogenních spojů (Modřany) se provádí buď klasicky či nově při využití orbitální svařovací technologie. K posouzení kvality vzniklých svarů při použití simulace tepelně ovlivněné oblasti se využívá metoda CALPHAD. Řešeno je i tepelné přepracování základního materiálů z důvodu zjištění mechanických vlastností jednotlivých částí TOO. 1. Úvod Při ručním svařování dochází obecně ke značnému nasycení svarového kovu kyslíkem. Následkem toho se ve svarovém kovu často vyskytují oxidické inkluze na bázi Mn nebo Si. Svařování pomocí orbitální hlavy do úzkého úkosu je specifické tím, že celý svar včetně kořenové vrstvy je zhotoven jednou metodou. Hlavním rozdílem oproti ručnímu svařování je dosažení výrazně nižších časů, a to zhruba o 20 až 30%. To znamená, že celková vnesená energie je odlišná, stejně jako průběh teplotního pole. Pokud použijeme v literatuře často používané zobrazení závislosti mezi místem svarového spoje a fázovým diagramem musíme předpokládat nejen rozdílné šířky jednotlivých tepelně ovlivněných zón, ale i strukturní odlišnosti dané jiným průběhem nestacionárního teplotního pole při svařování. Je možné předpokládat i výrazně horší promísení svarového kovu, dané jednak menším objemem v kapalném stavu, jednak menší šířkou, ve které k promísení dochází. 2. Simulace reálných svarových spojů Pro simulaci termodynamické rovnováhy svarového spoje oceli T/P92 byly vypočítány fázové diagramy základního materiálu a přídavného svařovacích materiálů (Obr. 1). V případě termodynamické rovnováhy při provozní teplotě kolem 600 °C lze očekávat ve struktuře obou materiálů fázi M23C6, karbonitridy MX a intermetalickou Lavesovu fázi (Obr. 2). [3]
Obr. 1. Řezy rovnovážnými fázovými diagramy a) základního materiálu P92, b) přídavného materiálu
Obr. 2. Závislost rovnovážného podílu fází na teplotě a) základního materiálu, b) přídavného materiálu homogenního svarového spoje oceli T/P92 Po žíhání po svaření vzniká na rozhraní mezi základním materiálem a svarovým kovem (v místě linie ztavení) jen nevýznamná změna podílu karbidu M23C6, která zde zůstává i po desetileté expozici při teplotě 650 °C. Při této teplotní expozici tedy v materiálu nedochází k vysokým difúzním tokům, ale dochází zde k precipitaci intermetalické Lavesovy fáze. Fázové profily na rozhraní po TZ po svaření a po desetileté expozici při teplotě 650 °C jsou uvedeny na Obr. 3.
Obr. 3. Fázový profil rozhraní ZM – SK ve stavu a) po TZ po svaření, b) po desetileté teplotní expozici při tlaku 1 Atm při teplotě 650 °C 3. Svarové spoje trubek z oceli P92 Zkušební svarové spoje byly vyrobeny z oceli P92. Byla provedena výroba homogenních svarových spojů orbitální hlavou ve dvou technologických variantách. Proběhly 2 zkoušky postupu svařování na trubkách OD 524 x 85 mm z oceli značky X10CrWMoVNb9-2, jedna s osou trubky vodorovnou a druhá s osou svislou. Tím jsou pokryty základní polohy, ve kterých se provádí svařování potrubních dílů u výrobců nebo na stavbě. Svary v jiných polohách se vyskytují velice zřídka a spíše jako montážní. V obou případech bylo provedeno následné tepelné zpracování v peci.
A. Svarový spoj v poloze PK (PG+PF, osa trubky vodorovná) Příprava konců trubek (úkosování) i vlastní svařování bylo provedeno v MODŘANY Power a.s. Jako základní svařovací dokument byla zpracována WPS. Následně bylo provedeno ruční sestehování obou svařovaných částí a to celkem dvanácti stehy rovnoměrně rozmístěnými po obvodu. Na takto připraveném polotovaru byl proveden svarový spoj. Vlastní svar byl proveden pomocí svařovací hlavy POLYCAR MP S (rotační zařízení POLYCAR HPMP- 1900). Před vlastním svařováním byly spojované kusy elektricky odporově předehřáty na teplotu (200 až 250)°C. Interpass teplota byla dodržena v rozmezí (200 až 300)°C. Obr.4 Svařování svaru v poloze
Obr.5 Postup tvorby jednotlivých vrstev
Obr. 6 Postup výroby svarového spoje (včetně detailu kořene – svařování horkým drátem) Porovnáme-li výsledný svar orbitální hlavou do úzkého úkosu s běžným ručním svarem obalovanou elektrodou, bude kromě rozměrů samotného svaru a postupu jeho výroby hrát také významnou roli velikost vneseného tepla.
Jako výplňový materiál byl použit drát o průměru 0,8mm Thermanit MTS616 od firmy Bőhler Welding podle normy EN ISO 21592-A (klasifikace WZCrMoWVNb 9 0,5 1,5/ AWS A5.28-0,5; ER90S-G). Porovnání chemického složení oceli P92 a přídavného materiálu je uvedeno v tab.1. % hm.
C min.
norma
Si
0,07
max. 0,13 0,5
Mn P
S
Cr
Mo Ni
V
W
Nb
N
0,3
8,5
0,3
0,18
1,5
0,04
0,03
0,6
0,02 9,5 0 0,01
0,6
0,25
2,0
0,09
0,07
0,02 0,00 9,20 0,44 0,30 0,20 0 5
1,6
0,050 0,046
trubka
0,11 0,33 0,53
přídavný materiál
0,10 0,00 0,00 0,25 0,72 8,7 2 8 3
0,4
Al 0,00 4 0,00 5
0,46 0,49 0,207 1,72 0,065 0,052
Tab. 1 Porovnání chemického složení oceli P92 a přídavného materiálu Z porovnání v tab. 1 je vidět, že přídavný materiál s výjimkou o 0,09% vyšším obsahem Ni odpovídá materiálovému složení základního materiálu. Tepelné zpracování bylo prováděno v elektrické peci podle tepelného průběhu, uvedeného na obr.7.
Obr. 7 Tepelné zpracování homogenního svaru oceli P92 po svaření
Obr. 8 Průběh tvrdosti pro orbitální svar (PK)
B. Svarový spoj v poloze PC (osa trubky svislá) Příprava konců trubek (úkosování) i vlastní svařování bylo provedeno opět v MODŘANY Power a.s. Jako základní svařovací dokument byla zpracována WPS. Úprava ploch před svařováním, parametry svařování (teplota předehřevu, interpass teplota, tvorba jednotlivých vrstev, vnesené teplo), použitý svařovací materiál a i tepelné zpracování byly shodné s polohou PK.
Obr. 9 Makrosnímek svarového spoje, vlevo PK, vpravo PC
Obr. 10 Průběh tvrdosti pro orbitální svar (PC)
Studium strukturních dějů probíhajících ve svarových spojích v důsledku dlouhodobého účinku teploty a napětí probíhalo obdobně jako u základních materiálů, tj. bezešvých trubek z modifikovaných žáropevných ocelí. A protože se jednalo o homogenní svarové spoje, kdy přídavný materiál byl prakticky totožný se svařovanou ocelí, dochází i zde ke stejným degradačním mechanismům, jako je hrubnutí sekundárních karbidických částic, k precipitaci Lavesovy fáze a k popouštění bainitické či martenzitické struktury. Vlivem svařování však dochází k tvorbě TOO, která je termodynamicky velice nestabilní a která je i z hlediska lomově-mechanických vlastností kritickým místem svarového spoje. Přičemž vliv TOO na výslednou životnost je především dán podmínkami svařování. 4. Vliv tepelného zpracování Vliv tepelného zpracování po svaření na výsledné strukturní a mechanické vlastnosti svarových spojů z modifikovaných žáropevných ocelí, precipitačně a substitučně zpevněných, je zásadní. U martenzitické oceli T/P92 byl sledován vliv TZ po svaření z hlediska výchozích mechanických a strukturních vlastností homogenních svarových spojů. Z výsledků vyplynulo, že s vyšší teplotou popouštění (při zachování stejné doby výdrže na teplotě) lze docílit vyšších hodnot vrubové houževnatosti ve SK a současně nižší úroveň tvrdosti. 5. Vliv technologie svaření Pro ověření vlivu použité technologie na creepové vlastnosti a chování homogenních svarů oceli T/P92 byly provedeny creepové zkoušky na svarech trubky s tloušťkou stěny 39 mm a 80 mm (ruční svařování) a 90 mm (svařování automatem – orbitální hlavou), které byly provedeny v MODŘANY Power, a.s. Zkoušky byly provedeny při zkušebních teplotách (600 a 650) °C v intervalu vnějšího tahového napětí (85 až 200) MPa na vzorcích, odebraných převážně ze středové partie svaru. Výsledky creepových zkoušek, porovnávající ruční svařování a svařování orbitem, jsou zobrazeny na Obr. 11 a 12, kde P92 označuje výchozí (dodaný) stav, P92-DM označuje degradovaný stav po izotermickém žíhání 650 °C/10000 h, P92 – svar označuje homogenní svar provedený ručně a P92 – orb. svar označuje homogenní svar provedený orbitální hlavou.
Obr. 11. Napěťové závislosti minimální rychlosti creepu oceli T/P92 se svarem a bez svaru ve výchozím a degradovaném stavu
Obr. 12. Souhrnná prezentace creepových zkoušek oceli T/P92 se svarem a bez svaru (napěťové závislosti doby do lomu)
Pro objektivní posouzení prezentovaných výsledků creepových charakteristik svarů je však třeba mít na paměti, že v případě technologie svaru orbitální hlavou byla tloušťka stěny současné trubky 90 mm, zatímco vynesené hodnoty pro ručně zhotovený svar (P92 – svar) byly získány při creepových zkouškách na trubce o tloušťce stěny 39 mm. Dále je zřejmé, že obě svařené trubky byly zhotoveny z rozdílných taveb oceli P92. Z Obr. 12 nevyplývá zásadní rozdíl v creepové životnosti svarů zhotovených rozdílnou technologií svařování. K zodpovědnému vyjádření je však třeba většího rozsahu porovnávacích zkoušek s respektováním faktorů, uvedených v předchozím odstavci. Velmi důležité informace může poskytnout i detailní mikrostrukturní rozbor svaru orbitální hlavou, který by měl za cíl vysvětlit příčiny značné nehomogenity creepových vlastností různých oblastí svaru, která je patrná z creepových křivek na Obr. 13 a a b.
Obr. 13. Průběhy creepových křivek v různých místech svarového spoje a) s tloušťkou stěny 80 mm, b) s tloušťkou stěny 90 mm. Zkušební teplota 650 °C, napětí 100 MPa Je zřejmé, že mikrostrukturní analýza nehomogenity svarů, která zřejmě ovlivňuje creepovou životnost svaru, může být klíčovým faktorem v objektivním posouzení vhodnosti použité technologie svařování. Proto je třeba této problematice v dalším výzkumu věnovat značnou pozornost. 6. Poděkování Tento příspěvek vznikl v rámci řešení projektů č. 2A-1TP1/057 programu MPO ČR „Trvalá prosperita“, č. FR-TI4/406 programu MPO ČR „TIP“ 7. Literatura [1] Horváth, L. - Svobodová, M. Výzkum vlivu technologie svařování tlustostěnných trubek orbitální hlavou na jejich dlouhodobou životnost v podmínkách provozu moderních energetických bloků. Program MPO TIP. Roční zpráva příjemce za rok 2012. [Zpráva UJP 1521] UJP PRAHA a.s., Praha, prosinec 2012, 45 s. [2] Čmakal, J. - Svobodová, M. - Tůmová, D. - Kuchařová, K. - Sklenička, V. Řešení materiálových a technologických inovací pro energetická a chemická zařízení nové generace pracující za vysokých teplot (VI). Program MPO Trvalá prosperita. Závěrečná zpráva příjemce. [Zpráva UJP 1453] UJP PRAHA a.s., Praha, prosinec 2011, 86 s.
[3] Kuchařová, K. - Sklenička, V. - Svoboda, M. - Kvapilová, M. Studium degradace creepových vlastností v závislosti na stupni deformace zkoumaných materiálů a na podmínkách svařování u přechodových svarů. Závěrečná zpráva o průběhu, výsledcích a použití finančních prostředků na řešení projektu v rámci programu MPO ČR ev. č. 2A-1TP1/057. ÚFM AV ČR, v.v.i., Brno, říjen 2011, 40 s.
