GÉPÉSZETI ÉS IRÁNYÍTÁSTECHNIKAI KFT Cégj. sz. : Adószám : Levél : Telefon : Fax :
01 09078751 10595394-2-43 H-1680 Budapest, Pf. 157 (1) 216 1500, 476 0084 (1) 216 2500
E-Mail :
[email protected]
SZAKVÉLEMÉNY Dokumentum sz.: AG 458 1001
Tárgya:
MOL Rt Dunai Finomító REF4 üzem R21-R24 Reaktor 2.4 jelű körvarratában feltárt repedés szakértői minősítése
Megrendelő: PETROLSZOLG Karbantartó és Szolgáltató Kft SAP azonosító: 21013664 SCALA (projekt) szám: D40264 Munkaszám: AG 458/0204 Lapok száma: 14 lap
Budapest, 2004. március 01.
Dr. Rittinger János műszaki szakértő
Moumoulidis Ioannis műszaki szakértő
TARTALOMJEGYZÉK 1. BEVEZETÉS
3
2. A FELTÁRT HIBA
3
3. A HIBA STABILITÁSA
5
3.1 A hiba stabilitása kúszási körülmények között
5
3.2 Az azonnali törés veszély szélsőséges terhelés esetén
7
4. MEGÁLLAPÍTÁSOK
9
5. ÁBRAJEGYZÉK
10
6. HIVATKOZÁSOK
10
MELLÉKLET:
AG 458 1001
4 ábra, 4 lapon
2 / 10
1. BEVEZETÉS A MOL Rt Dunai Finomító REF-4 üzemi R21-R24 jelű reaktor 2.4 jelű hegesztési körvarratában, a legutóbbi leállás során elvégzett ultrahangos vizsgálat síkszerű hibát mutatott ki. Az ALFAGAS Kft korábban szakvéleményben foglalta össze a REF4 üzemi R21R24 jelű reaktorok maradó élettartamának meghatározását [1], amelyhez részletes végeselemes feszültség analízis kapcsolódott [2]. Az [1] szakértői vélemény a 28. oldalán tájékoztatást ad arról, hogy az R21, R23 és R24 reaktorokban már 1998-ban és 2002-ben végzett roncsolásmentes vizsgálatok során találtak repedés jellegű hibákat. A megállapítást követően a szakértői vélemény joggal elveti a roncsolásos vizsgálatok elvégzését, és logikus érveléssel valószínűsíti azt, hogy a talált repedések gyártási eredetűek voltak. A talált hibákat kijavították. 2003 decemberében három egymástól független roncsolás mentes anyagvizsgáló [3, 4, 5] azonos helyen síkszerű hibát talált. A [3, 4] jegyzőkönyv szerint a hibák vastagság irányú mérete megegyezik 2a=4 mm, az [5] vizsgálati jegyzőkönyvben a hiba vastagság irányú mérete 2a=10 mm. A hiba helyét a három anyagvizsgáló egybehangzóan, a belső felülettől mérve 5 mm-ben határozta meg. A hiba hosszát mindhárom anyagvizsgáló azonosnak, 2c=40 mm-ben állapította meg.
2. A FELTÁRT HIBA A hibák keletkezésének időpontját az [1] szakvélemény a gyártás - szerelés időpontjára teszi. Üzemelés során felületről kiinduló repedések keletkeznek (plattírozott készülékek esetén felületnek számít a plattírozott réteg és a hordozó réteg közötti felület is) és természetesen síkszerűek. Ettől eltérő jellegűek a korróziós károsodás hatására keletkező falvastagság csökkenés, illetve a lyukkorrózió. A gyártási eredetű, de az értékelési határt meg nem haladó eltérések az üzemeltetés során terjedhetnek. Függetlenül az eltérés alakjától a terjedő hiba mindig síkszerű. Megjegyzés: egy termékre vonatkozó elfogadási szintet (QC) meg nem haladó, regisztrált hibákat eltérésnek, az elfogadási szintet meghaladót, vagy az üzemeltetés során terjedő eltérést hibának nevezzük. A hidrogén elnyelődését, a hőmérsékletet, a hidrogén parciális nyomását és az acél összetételét (króm és molibdén tartalmát) figyelembe véve, az [1] szakértői vélemény kizárja a szulfid zárványokkal, valamint a vaskarbiddal való reakció hatására létrejövő repedésképződést a Nelson diagram alapján. AG 458 1001
3 / 10
A fenti érvek szerint elfogadjuk azt, hogy a roncsolásmentes vizsgálatokkal [3…5] feltárt hiba gyártási-szerelési eredetű, de meg kell vizsgálni azt, hogy ezeket a hibákat a gyártás-szerelést követő roncsolás mentes vizsgálat miért nem tárta fel? Az [1] szakértői vélemény 6. ábrája, határozottan optimista módon tartalmazza a különböző vizsgálati módszerek esetén a POD (Probality of Detection) értékét a síkszerű hiba vastagság irányú mérete függvényében. W. Marshall (ma Lord Marshall) készített elemzést több forrásból származó, ASME Code VII, VIII, BS 5500, AD Merkblatter követelmények szerint gyártott 1 800 000 nyomástartó edény gyártása során elkövetett és csak később az üzemeltetés során feltárt hibákról. Az elemzés alapján megállapította, hogy a hibák sűrűség függvénye: F(x) = 0.16 exp(-0.16 x) ahol: x = a (mm)
(x = 2a felület alatti hiba esetén)
Marshall részletesen elemezte az ultrahangos anyagvizsgálók képességét (a kor technikai színvonalának figyelembevételével) és a hegesztési hibák kimutatásának valószínűségére a következő összefüggést határozta meg: POD(x) = 0.995 [1 – exp(-0.1134 x)] Az 1. ábra tartalmazza az F(x) és a POD(x) függvényeket, feltüntetve az [1] szakértői vélemény 6. ábrájából az átlagnak tekinthető UT-Nordtest mérések eredményét. A roncsolásmentes vizsgálattal feltárt síkszerű hiba előfordulásának valószínűsége: F(4)
= 8.4 x 10 - 2
F(10) = 3.2 x 10
-2
2a=4 mm, illetve 2a=10 mm esetén
Ezen méretű hibák kimutatásának valószínűsége POD(4-10) = 36-67 % Marshall szerint, illetve POD(4-10) = 78-91 % az UT-Nordtest szerint: A POD értékek alapján jogosan tételezhető fel, hogy a gyártást–szerelést követő roncsolásmentes vizsgálatok során nem fedezték fel a vizsgált hibát. A 2. ábra a POD értékét a síkszerű hiba vastagság irányú mérete (a), illetve a hiba hosszúságának függvényében ismerteti Dufresne [6] nyomán. Az a < 9 mm görbét véve egy 30-40 mm hosszú hiba kimutatásának valószínűsége 60-70% között van. Ez az adat is alátámasztja az előzőekben tett megállapításokat, azaz a feltárt hiba gyártási eredetű.
AG 458 1001
4 / 10
A HIBA STABILITÁSA 2.1. A hiba stabilitása kúszási körülmények között A kúszási károsodás legfontosabb mérőszáma az üregképződés, illetve az üregek számának és méretének növekedése, amelyek alapján a károsodás mértékét 5 fokozatba sorolják [7]. A kúszási károsodás eredményeként megjelenő repedés, illetve a gyártás–szerelés során keletkezett és fel nem tárt síkszerű hiba stabilitását a törésmechanika alkalmazásával lehet értékelni [8]. Az értékelési módszert korábban a [9] dokumentum, jelenleg a [10] szabvány tartalmazza. Az 1%Cr–0.5%Mo ötvözésű acélokra, 5200C hőmérsékleten a kúszási sebességre, ill. a repedésterjedés sebességére alkalmazzuk a következő összefűggéseket [10]: Kúszásra, a Norton egyenlet: dε/dt = B σ
n
ahol az állandók: –n B = 5.5.10-26 (MPa /s) n = 8.6 A repedés terjedés sebessége: da/dt ≅ C *
n/(n+1)
ahol: n C* W/m2 (J/m2 s)
a Norton egyenlet kitevője, az útfüggetlen integrál kúszási körülmények között [8]
A [10] szabvány a repedésterjedési sebesség számítására két lehetőséget kínál: az 1%Cr-0,5%Mo ötvözésű acélra: da/dt = 0.02 C *
0.85
A C* értékét a J-integrálhoz az adott hőmérsékleten vizsgálattal kell meghatározni. Nyilván erre jelenleg nincs mód. A szabvány számolva azzal, hogy a C* értéke nem áll rendelkezésre, közelítő megoldásra tesz ajánlást a repedés sebességének meghatározására, az alábbi formula szerint p
2
da/dt = 0.005 [(K I ) / σ r e f t r e f ]
0.85
ahol: KI (MPa (m)0,5) rugalmas analízis alapján, az elsődleges feszültségekből számított feszültségintenzitási tényező, referencia feszültség (itt elsődleges feszültség) σref (MPa) tref (h) a referencia szinten a töréshez tartozó idő.
AG 458 1001
5 / 10
Ahhoz, hogy adott síkszerű hiba esetén, kúszás hatására repedésnövekedés következzen be, meghatározott (inkubációs) időnek kell eltelni. Az inkubációs idő a [10] szabvány szerint: p
2
t i = 0.89 [σ r e f t r e f / (K I ) ]
0.85
Az elemzéshez a 2. pontban ismertetett három vizsgáló eredménye alapján a következő méretű és alakú hibát tételezzük fel: A hiba a belső felülettől 5 mm-re van. A hibát ellipszissel közelítve, a jellemző méretei: 2c=40 mm (az ellipszis nagy tengelyének kétszerese), 2a = 10 mm (az ellipszis kistengelyének kétszerese). A vizsgálatok eredményeit figyelembe véve ez pesszimisztikus feltételezés. Az [1] szakvélemény 4.1 pontja szerint az R24 reaktor kúpos köpenyének 2.4 hegesztési varratában ébredő axiális feszültség σ=29.62 MPa. Ez az 5200C hőmérsékleten, 200 ezer óra időtartamra érvényes, 1%-os maradó alakváltozást okozó kúszási határ (67.73 MPa) 43.7%-át teszi ki. A σref = σp = 29.62 MPa primer feszültség szinten és az 5200C hőmérsékleten meg kell határozni a törésig eltelt idő nagyságát. Az 1%Cr–0.5%Mo ötvözésű acélra 60MPa-nál kisebb feszültségtartományban nem állnak rendelkezésre adatok. Erre az acélra ismert a σ = f(P) kapcsolat, amelyben P, a Larson–Miller paraméter: P = T (18.62 + logt) 10 - 4 ahol: T (K) t (h)
hőmérséklet, igénybevétel időtartama
Az 520 0C hőmérsékleten a 200 000 h időhöz tartozó kúszáshatár, 67.73 MPa. A σ = 29.62 MPa feszültséghez tartozó idő jelentősen kívül esik a görbe határán. Egy logaritmikus kapcsolat érvényességi határán túlra extrapolálni, bizonytalan (az extrapolálás eredménye > 3.106 h időtartamra adódna). Ezért tételezzük fel, hogy a tref = 106 h ez kereken 10-szerese a feltételezett eddigi üzemi időnek ([1], 12. o.). A hiba méretéhez és helyzetéhez tartozó feszültségintenzitási tényező értékét a [11] feszültség intenzitási tényezőkre vonatkozó atlasz (9.32 szakasza) alapján határoztuk meg, a hiba felülethez közel eső pontjában ( mivel a feszültségintenzitás ebben a pontban a nagyobb): K
p I
= F (2/π) σ r e f (π a /φ)
ahol: F σref (MPa) a (m) φ AG 458 1001
0.5
a hiba méretétől és excentricitásától függő állandó referencia feszültség, amely a szerkezeti elemet terheli a hibát befoglaló ellipszis kistengelye, a hiba kontúrját jellemző állandó 6 / 10
F = 1.58 φ = 1.18
a [11] atlasz alapján, (a BS 7910 szerinti grafikus megadás φ=1.21 és az ASME Code XI szerinti φ=1.15 értékek átlaga) σref = σp = 29.62 MPa a = 0.005 m Ezekkel az adatokkal, a primer feszültségre érvényes feszültségintenzitási tényező: K
p I
= 3,4 MPa (m)
0.5
(nagyon kis érték)
és az inkubációs idő ti
= 249 300 h
Az eddigi vizsgálatok kúszási károsodásra utaló nyomokat nem mutattak ki. Ezt igazolja, hogy az eddig eltelt üzemeltetési idő kevesebb mint fele a pesszimisztikusan számolt inkubációs időnek. Végezzünk számítást a repedésterjedés sebességére, abban az esetben, ha az üzemi idő meghaladja az inkubációs időt. A feltételezett, illetve számított adatok megegyeznek az inkubációs idő számításához használt adatokkal. A repedésterjedés sebessége: da/dt = 1.78 10 - 8 m/h A számított repedésterjedési sebesség esetén kereken 280 000 óra szükséges ahhoz, hogy a hiba felülethez közel (5 mm-re) eső pontja a felületre kiterjedjen.
2.2. Az azonnali törés veszélye szélsőséges terhelés esetén A repedésjellegű hibát tartalmazó szerkezet állapotértékelése a FAD (Failure Assesment Diagram) módszeren alapul (3. ábra). Ha a hibás szerkezet terhelési feltételeit jellemző pont a FAD határgörbén belül van, akkor a szerkezet integritása biztosított, ellenkező esetben a repedés veszélyesnek minősül és a szerkezet biztonságosan nem működtethető. A határgörbére eső pontok a kritikus méretű hibával rendelkező szerkezet terhelési határfeltételeit jellemzik és a túlterhelés hatására várható törés jellegét (ridegtörés, rugalmas-képlékeny törés, képlékeny összeomlás) mutatják. Tételezzük fel, hogy a reaktor 2.4 jelű varrata 3000C hőmérsékleten már teljes terhelés alá kerül. Ennek elemzéséhez szükség van a 2.4 varratra merőleges maradó feszültségek figyelembe vételére. A 2.4 jelű hegesztési varratot a 2/89168/ terv előírása szerint 663 0C hőmérsékleten hőkezelték. Másodlagos feszültség a maradó feszültség, amelynek nagysága legfeljebb a hőkezelés hőmérsékletén érvényes folyáshatárral egyezik meg. AG 458 1001
7 / 10
A maradó feszültség nagysága: σ R = R p 0 , 2 T cos (2π x/t) ahol: Rp0,2T (MPa) folyáshatár a hőkezelési hőmérsékleten (60 MPa) x (mm) a hiba felülettől mért távolsága (5mm) t (mm) a falvastagság (36mm) ezen adatokkal, a hiba, felülethez legközelebb eső pontjában a maradó feszültség σ R = 46 MPa és a teljes (elsődleges és másodlagos) terhelő feszültség σ
(p+s)
= σ p + σ R = 75.62 MPa
Ezzel a feszültségintenzitási tényező az elsődleges és másodlagos feszültségekre: K
(p+s)
= 8.67 MPa (m) 0 , 5
I
A hegesztett kötés 3000C hőmérsékleten szívós állapotban van. Ebben a tartományban az ütőmunka maximális értékéből számítható a törési szívósság értéke. Fogadjuk el a BS 7910 J3 ábráján szereplő közelítést és tételezzük fel, hogy az ütőmunka USE (Upper Self Energy) értéke 80J, amelyhez Kmat= 100 MPa (m)0,5 törési szívósság tartozik. Így a szívóssági arány (a repedésnek a felülethez legközelebb eső pontjában): Kr = K
(p+s)
/ K m a t = 0,087
A DIN 17175 szerint, az 1%Cr–0.5%Mo ötvözésű acélok melegfolyás határa 3000C hőmérsékleten 215 MPa, a szakítószilárdság becsült értéke, pedig 310 MPa. A folyási feszültség: σ f l o w = (R p 0 . 2 T + R m T ) /2 = 262 MPa Ezzel a terhelési viszony (a repedésnek a felülethez legközelebb eső pontjában): Lr = σ
(p+s)
/σ f l o w = 0,29
A repedés környezetének terhelési feltételeit tükröző „A” pont koordinátái: (L r , K r ) = (0.29 ; 0.087) A pont a határdiagramon belül van (4. ábra), az elfogadási kritérium teljesül, azaz a feltárt hiba nem veszélyes. A töréssel szembeni biztonsági tényező: SF = OB / OA = 1.215 / 0.303 = 4.01
AG 458 1001
8 / 10
3. MEGÁLLAPÍTÁSOK A MOL Rt Dunai Finomító REF4 üzem R21-R24 Reaktora 2.4 jelű körvarratában 2003. évi roncsolásmentes vizsgálata során feltárt repedésjellegű hiba, gyártási eredetű folytonossági hiány, és amelyet a gyártási időszakban (1990-ben) elvégzett roncsolásmentes vizsgálatokkal nem mutattak ki. A feltárt hiba kúszási igénybevétel hatására bekövetkező terjedését megelőző inkubációs időt, az eddig eltelt üzemeltetési idő nem haladta meg, sőt, az inkubációs idő a berendezés várható (tervezett) élettartamán kívül esik. A lappangási időn túl, a hiba stabilitása megszűnik, és egy lassú repedésterjedésre lehet számítani. A feltárt hiba szélsőséges terheléssel szembeni stabilitása nagy biztonsággal megfelelő. A feltárt hiba törésmechanikai elemzése következetesen pesszimisztikus megközelítésre épült, mivel hiányzó input adatok miatt, több ponton feltételezésekre kellett hagyatkozni. A pesszimizmus korlátai a hiányzó adatok pótlásával bonthatók le. Erre jelenleg már csak az üzemeltetés során végzett roncsolásmentes vizsgálatok szigorításán keresztül van mód és lehetőség. A roncsolásmentes vizsgálatok hatékonyságának és megbízhatósági szintjének növelése érdekében meg kell követelni, hogy a roncsolásmentes anyagvizsgálók az MSZ EN 473 szerint EM területre érvényes tanúsított minősítéssel, kellő és igazolt gyakorlattal (tréninggel) rendelkezzenek, valamint az új berendezések gyártásának ellenőrzésére vonatkozó szabványok helyett, az üzemelő berendezéseknél, az üzemi igénybevétel hatására keletkező hibák feltárására és méretének meghatározására (jellemzésére) vonatkozó szabványokat (pld. MSZ EN 583 sorozatot) használjanak. A feltárt hiba a berendezés üzembiztonságát nem befolyásolja, nem veszélyes és javítása szükségtelen. Helye pontosan ismert, a soron következő tervszerű revízió során a roncsolásmentes vizsgálatot meg kell ismételni és az eredményét összehasonlítani a 2003-ban végzett vizsgálatok eredményével. A két eredmény összehasonlítása alapján lehet a mostani döntést megerősíteni vagy azt szükség szerint felülvizsgálni.
AG 458 1001
9 / 10
4. ÁBRAJEGYZÉK 1. ábra 2. ábra 3. ábra 4. ábra
A hibák kimutathatósága (POD) és előfordulásuk gyakorisága (F) A hiba kimutathatósága a repedés méretek függvényében Repedésjellegű hibák értékelése FAD hibaértékelési diagram módszerrel FAD Hibaértékelési Diagram
5. HIVATKOZÁSOK [1] Dr. Bacskai, A., Dániel, Sz., H. Tóth, Zs., Moumoulidis, I.: MOL Rt Dunai Finomító REF-4 üzemi R21-R24 jelű reaktorok maradék élettartamának meghatározása. Szakvélemény. AG 435 1001 (ALFAGAS Kft) 2003. [2] H. Tóth, Zs., Dániel, Sz., Moumoulidis, I.: R21-R24 jelű reformáló reaktorok végeselemes feszültség analízise. AG 435 2011 (ALFAGAS Kft) 2003. [3] Vizsgálati jegyzőkönyv ultrahangos vizsgálatról. 3-999-K-15/854.484 AGMI Rt Budapest 2003.12.12. [4] Ultrahangos vizsgálati jegyzőkönyv. 2003/575 R.U.M. Testing Kft Budapest 2003.12.09. [5] Ultrahangos vizsgálati jegyzőkönyv. Detektor „43” Bt. Budapest 2003.12.11. (és a jegyzőkönyv mellékletei). [6] Dufresne, J. Advances in Fracture Research. Fracture (1981), Vol 2 D Pergamon Press p517 (1981) [7] Rittinger, J.: Az üregképződés mechanizmusa. Gép XLIII 310 (1990). [8] Rittinger, J.: A kúszási károsodás törés mechanikai értékelése. Gép L 38 (1999/4) [9] PD 6539 (1994) Guide to methods for the assessment of the influence of the crack growth on the significance of defects in components operating at high temperatures, BSI, London, pp.1-37. [10] BS 7910:1999 Guide on Methods for Assessing the Acceptability of Flaws in fusion welded structures. [11] Murakami, Y.: Stress Intensity Factors Handbook. Pergamon Press (1987-1992)
AG 458 1001
10 / 10
A hibák kimutathatósága (POD) és előfordulásuk gyakorisága (F) POD
F 1,0E-01
1,0 0,9 0,8
POD
0,7
Nordtest
0,6
POD
F
Marshall
Marshall
1,0E-02
0,5 0,4 1,0E-03
0,3 0,2 0,1
Hibaméret
0,0 1 0
6
12
18
1. ábra
24
30
1,0E-04 36
(mm)
A hiba kimutathatósága a repedés méretek függvényében POD
1,0
repedés mélysége
a
18 < a < 21
0,8
15 < a < 18 12 < a < 15
0,6
9 < a < 12 a<9
0,4
0,2 repedés hossza
0,0
1
50
100
2. ábra
150 (mm)
Repedésjellegû hibák értékelése FAD hibaértékelési diagram módszerrel
Feszültség analízis
Hiba méretek
Feszültségintenzitási tényezõ, KI
Kr =
Anyag szivóssága KMAT
KI
FAD határgörbe
KMAT Ridegtörés
Nem megfelelõ tartomány (veszélyes repedés)
SZIVÓSSÁGI ARÁNY
Rugalmas-képlékeny törés Értékelési pont
Megfelelõ tartomány Képlékeny összeomlás TERHELÉSI ARÁNY
Lr =
Iref Iys
Referencia feszültség Iref
Hiba méretek
Anyag folyáshatára Iys
Feszültség analízis
3. ábra
FAD Hibaértékelési Diagram
1.0
Kr
0.8
NEM MEGFELELÕ TARTOMÁNY Határvonal lépcsõs folyásgörbéjû acélokra
0.6 AMEGFELELÕ
0.4
TARTOMÁNY
Cut-off for ASTM A508
(Lr határvonalakon belül)
B
C-Mn acélok határvonala Ausztenites korrózióálló acélok határvonala
0.2
A 0.087
O 0.0
0.2 0.4 0.29
0.6
0.8
1.0
1.2
1.4
1.6
1.8
2.0
2.2
LPr
Megjegyzések: 1.
A FAD-határgörbe egyenlete:
c h jFH 0.3 + 0.7 exp -0.65c L h IK
e
Kr = 1 - 014 . LrP 2.
2
P 6 r
for
LrP £ LrP(max)
P
A határgörbe kiterjeszthetõsége az Lr tengelyen: a.
LrP(max) = 100 . lépcsõs folyáshatárú acélokra (felkeményedési kitevõ > 15),
b.
LrP(max) = 125 . C-Mn acélokra,
c.
LrP(max) = 180 . ausztenites korrozióálló acélokra, és
d.
LrP(max) =
If I ys
más anyagokra a folyási feszültség és folyáshatár hányadosa szerint If
I
yield stress; the flow stress and yield stress are evaluated at the assessment temperature. 3.
If the strain hardening characteristics of the material are not known, then
4.
The value of
LrP(max) = 10 . should be
used in the assessment.
LrP(max) may be increased for redundant components (see Appendix D, paragraph
D.2.5.2.b). 6.
If
LrP(max) = 10 . , then the FAD may be defined7. ábra using following equation:
e c h j
Kr = 10 . - LrP 6.
2 .5 0.20
P
for Lr (max) = 10 .
The FAD in the dashed line is used withh4.
ábra
(9.47)
