METAL 2006 23. - 25. 5. 2006, Hradec nad Moravicí ___________________________________________________________________________
NAVAŘOVÁNÍ ROTORŮ VE ŠKODA POWER a.s. THE WELD REPAIRS OF STEAM TURBINE ROTORS IN ŠKODA POWER a.s. Eva Folková – Pavel Hránek – Jiří Štumbauer ŠKODA POWER a.s. Tylova 57, 316 00 Plzeň, ČR. E-mail:
[email protected] ABSTRAKT Ve ŠKODA POWER a.s. byla zpracována a ověřena technologie opravy vad navařováním pod tavidlem disků rotorů z materiálu typu 3CrNiMoV s použitím lokálního tepelného zpracování. Jako přídavný materiál pro navařování byl použit svařovací drát ESAB OK Autrod 13.43 a tavidlo OK FLUX 10.62. Ověřování technologie proběhlo v několika etapách, v nichž se získaly široké informace o mechanických a metalurgických vlastnostech návaru. Technologie již byla aplikována pro opravu rotorů.
ABSTRACT A new technology for the weld repair of turbine rotors was developed and verified in ŠKODA POWER for the steel grade 3CrNiMoV. Submerged arc welding was used to recover damaged rotor discs of turbine rotors. Welding wire ESAB OK Autrod 13.43 in combination with the welding flux OK Flux 10.62 was applied. Technology verification was performed in several steps including investigation of mechanical and metallurgical characteristics of the weld deposit. The technique has been already applied for rotors repairs on several rotors of a nuclear power plant.
1. ÚVOD Turbinové rotory parních elektráren náleží do kategorie kritických komponentů. Jejich výpočtová životnost neboli údaj, jimž výrobce stanovuje dobu, po kterou musí být schopny bez výhrad plnit svou funkci, je stanovena výrobcem zpravidla v rozsahu 2 . 105 hodin. Vývoj technologie opravy svařováním těchto významných komponentů znamenal řešit klíčové problémy. Prioritně je vždy nutné určit rozsah poškození rotoru, odstranit nepřípustné vady a především odstranit příčinu vzniku těchto poruch. Pro aktuální opravu disku rotoru musí být připravený a schválený svařovací postup s cílem zabezpečit návar, který je z hlediska mechanických a únavových parametrů a dále mikrostrukturních vlastností plně vyhovující a odpovídající základnímu materiálu rotoru.
2. INTERPRETACE SÉRIE OVĚŘOVACÍCH ZKOUŠEK Praktické zkušenosti se získaly v několika etapách. První etapa byla zaměřena na výběr vhodného svařovacího drátu a tavidla a na ověření zvoleného režimu tepelného zpracování a mechanických vlastností návaru na zkušební desce z rotorového materiálu typu 3CrNiMoV. V další etapě se na zkušebním modelu rotoru osvojila technologie navařování za rotace včetně lokálního tepelného zpracování v termoboxu a kvalita návaru nedestruktivními a destruktivními zkouškami velkého rozsahu. Hodnocení zkoušek podle metodiky EN 288-3 bylo prováděno v akreditovaných laboratořích ve ŠKODA VÝZKUM stejně i měření stavu napjatosti v návaru a únavové dynamické zkoušky. Navíc byla provedena počítačová
1
METAL 2006 23. - 25. 5. 2006, Hradec nad Moravicí ___________________________________________________________________________ simulace procesu navařování nezávislou společností. Dosažené výsledky zkoušek potvrdily správnost volby metody navařování pod tavidlem a typu svařovacího drátu a tavidla. Poslední etapa byla zaměřena na zpracování projektu pracoviště a navržení všech potřebných přípravků pro navařování aktivních rotorů. 2.1. Navaření zkušební desky Pro zkoušku navařování byla ze zbytku rotoru z oceli 26CrNiMoV vyříznuta deska o šířce 180 mm, délce 700 mm a opracována na tloušťku 90 mm. K navaření desky byl použit svařovací drát firmy ESAB označený OK Autrod 13.43 a tavidlo označený OK Flux 10.62. Předepsané chemické složení a mechanické vlastnosti pro ocel 26CrNiMoV jsou uvedené v Tabulce 1. Typické chemické složení a mechanické vlastnosti svarového kovu svařovacího drátu OK Autrod 13.43 v kombinaci s tavidlem OK Flux 10.62 jsou uvedeny v Tabulce 2. Tabulka 1. Chemické složení a mechanické vlastnosti oceli 26CrNiMoV – předpis Chemické složení % hmotnosti C
Mn
Si
P
S
Cr
Ni
V
Mo
max. 0,25
0,15 ÷ 0,35
0,15 ÷ 0,35
max. 0,015
max. 0,018
1,50 ÷ 2,00
3,25 ÷ 4,00
0,05 ÷ 0,13
0,20 ÷ 0,50
Mechanické vlastnosti – popuštěný stav Rm A5 Z [MPa] [%] [%]
Rp0,02 [MPa] 660 ÷ 760
min. 740
min. 17
KV [J]
min. 50
min. 88
Table 1. Chemical composition and mechanical properties of steel 26CrNiMoV- specification Tabulka 2. Typické chemické složení a mechanické vlastnosti svarového kovu pro svařovací drát OK Autrod 13.43 v kombinaci s tavidlem OK Flux 10.62 Chemické složení % hmotnosti C
Mn
Si
P
S
Cr
Ni
0,08
1,35
0,25
-
-
0,60
2,20
Re (Rp0,2) [MPa] 680
Mechanické vlastnosti – žíhaný stav 580 °C/15 h Rm A5 Z [MPa] [%] [%] 770
21
V
Mo 0,50
KV [J] 135
Table 2. Typical chemical composition and mechanical properties of weld metal for ewlding wire in combination with flux
2
METAL 2006 23. - 25. 5. 2006, Hradec nad Moravicí ___________________________________________________________________________ Před provedením návaru byla deska předehřatá elektroodporovými pasy pomocí zařízení pro ohřev Weldotherm. U prvních tří vrstev byla teplota předehřevu udržována v rozmezí 180 ÷ 230 °C a u dalších vrstev v rozmezí 150 ÷ 200 °C. Během navařování byla dotykovým teploměrem měřena mezihousenková teplota a sledováno, aby nepřekročila 280 °C. Po dosažení teploty desky 250 ÷ 280 °C během navařování byla deska ochlazována proudem vzduchu na spodní teplotu předehřevu. Po navaření desky byl proveden dohřev cca 1,5 h na teplotě 200 °C a následně deska s návarem ochlazena v izolačním zábalu na teplotu dílny. Návar na desku byl proveden automatem pod tavidlem s přídavným drátem ESAB OK Autrod 13.43 o Ø 3,0 mm v kombinaci s tavidlem OK Flux 10.62 podle zpracované pWPS č. SM 322-04. Před navařením bylo tavidlo vysušeno podle předpisu výrobce. Celkem se na desku navařilo 21 vrstev s počtem 11 ÷ 14 housenek ve vrstvě. Návar byl podroben NDT zkouškám (VT, PT, UZ) a rozřezán na dvě poloviny. Každá zkouška byla tepelně zpracována odlišným režimem tepelného zpracování: 1. Ohřev max. 80 °C /h/620°C/10h/ chladnutí do 200 °C pec- max. 50 °C/h; 2. Ohřev max. 80 °C /h/590°C/10h/ chladnutí do 200 °C pec- max. 50 °C/h; Následovaly podrobné rozbory návaru a to metodicky podle EN 288-3 (s rozšířeným rozsahem mechanických zkoušek a včetně FATT50), dále podrobné metalografické zkoušky a zkoušky rychlosti šíření únavové trhliny (oba návary se vůči šíření únavové trhliny chovaly podobně).Výsledky mechanických hodnot byly porovnány s předpisy definovanými pracovníky pevnostních výpočtů. Požadavky pro hodnoty tažnosti, kontrakce, nárazové práce, tvrdosti, FATT50 a meze kluzu při 200 °C byly splněny. Podkročena byla u svarového kovu vzorku žíhaného 620 °C mez kluzu o 30 ÷ 40 MPa a mez pevnosti o 5 ÷ 8 MPa, u druhého vzorku bylo podkročení ve stejné oblasti SK 5 ÷ 15 MPa u meze kluzu. Kontrola makrostruktury neprokázala žádné necelistvosti ani jiné vady. Mikrostruktura základního materiálu, tepelně ovlivněné oblasti a svarového kovu je u obou vzorků bainitická. 2.2. Navaření modelu rotoru Tato etapa vývoje byla zaměřena na ověření technologie navařování za rotace na modelu rotoru za podmínek obdobného zajištění odvodu vneseného tepla při svařování a dále na ověření celistvosti a mechanických vlastností návaru. Dalším důležitým úkolem v této etapě bylo ověření funkčnosti celého pracoviště a to především termoboxu určeného pro ohřev a tepelné zpracování navařených rotorů včetně všech ostatních přípravků. Pro zkoušku navařování byl ze zbytku rotoru z oceli 26CrNiMoV vyříznut a opracován disk o vnějším průměru 650 mm a šířce 200 mm, ke kterému byly přivařeny trubky pro možnost otáčení modelem na rolnách. Vlastní navaření modelu rotoru probíhalo ve dvou etapách. V první etapě byla na disk modelu rotoru navařena vrstva o výšce cca 32 mm za lokálního předehřevu 200 ÷ 250 °C. Po meziochlazení na teplotu cca 100 °C/2 hod. byl model rotoru v termoboxu ohřát na žíhací teplotu 600±10 °C a žíhán po dobu 8 hodin. Ve druhé etapě po opracování povrchu návaru na výšku cca 30 mm a provedení NDT zkoušek včetně změření tvrdostí byla navařena zbylá část návaru na celkovou výšku cca 105 mm za lokálního předehřevu 180 ÷ 220 °C. Po dokončení návaru a meziochlazení na teplotu cca 120 °C/2 hod. byl model rotoru v termoboxu vyžíhán při teplotě 590±10 °C po dobu 8 hodin. Během navařování byla kontrolována teplota předehřevu dotykovým teploměrem a současně měřena mezihousenková teplota a sledováno aby nepřekročila 280 °C. Po dosažení maximální povolené mezihousenkové teploty během navařování byl proces navařování přerušen a model rotoru ochlazován v termoboxu na spodní teplotu předehřevu. Návar na modelu rotoru byl proveden automatem pod tavidlem s přídavným svařovacím drátem ESAB OK Autrod 13.43 o Ø 3,0 mm v kombinaci s tavidlem OK Flux 10.62 podle zpracované pWPS. Před navařením bylo tavidlo vysušeno podle předpisu výrobce. Celkem
3
METAL 2006 23. - 25. 5. 2006, Hradec nad Moravicí ___________________________________________________________________________ bylo na disk modelu rotoru navařeno 29 vrstev s počtem 15 housenek ve vrstvě. Na okrajích vrstev byly vždy navařeny 1 až 3 vyrovnávací housenky. Rozteč mezi jednotlivými housenkami nastavena na 8 mm. Po navaření měl návar výšku cca 105 mm a šířku cca125 mm. Následovalo podrobné nedestruktivní a destruktivní hodnocení návaru a jeho přechodové oblasti. Vizuální kontrolou a kapilární zkouškou povrchu návaru nebyly zjištěny žádné povrchové necelistvosti. Výsledky UZ zkoušky prokázaly vyhovující vnitřní celistvost návaru. Ta byla prokázána i metalografickou zkouškou na dvou výbrusech pro hodnocení makrostruktury. U zkoušky tahem a rázem v ohybu při +20 °C ze svarového kovu bylo dosaženo předepsaných hodnot ve směru rotace rotoru ozn. C i ve směru kolmém na směr rotace rotoru ozn. B U zkoušky tahem ve směru „C“ a rázem v ohybu ve směru „C“ a „B“ z tepelně ovlivněné oblasti při +20 °C bylo kromě u tažnosti dosaženo všech předepsaných hodnot. U zkoušky tahem při +200 °C naměřené hodnoty Rp0,2 překročily předepsaných 500 MPa. U svarového kovu cca o 22 MPa ve směru „C“ a 45 MPa ve směru „B“ a u tepelně ovlivněné oblasti o 59 MPa ve směru „C“. Výsledky zkoušek rázem v ohybu pro stanovení přechodové teploty FATT50 jsou velice příznivé. U svarového kovu je přechodová teplota okolo -26°C až -27°C ve směru „C“ s orientací vrubu 1(vrub kolmo na směr rotace rotoru) a 2 (vrub rovnoběžný se směrem rotace rotoru) a okolo -19°C ve směru „B“ s orientací vrubu 2. Pro tepelně ovlivněnou oblast ve směru „C“ byla přechodová teplota stanovena okolo -49 °C až -51 °C a ve směru „B“ okolo -33 °C s orientací vrubu 2. Na dodaných vzorcích z návaru a základního materiálu odebraných ve směru C – radiálním (směr kolmý na směr rotace rotoru) byly provedeny zkoušky vysokocyklové únavy při pokojové teplotě. Oba sledované materiály vykázaly rozdílné únavové chování. Při napětích nad 440 MPa vykazuje základní materiál vyšší odolnost vůči únavovému porušení. Při zatížení pod hodnotou 440 MPa (provozní podmínky) vykazuje vyšší odolnost návarový kov. Napětí pro počet cyklů do lomu 1.107 je 260 MPa pro návar a 170 MPa pro základní materiál. Dále byly provedeny zkoušky dynamické lomové houževnatosti při pokojové teplotě a to u návaru, přechodové oblasti a základním materiálu. Všechny vzorky vykazovaly tvárnou iniciaci a stabilní šíření trhliny. Z porovnání jednotlivých J-R křivek bylo patrné, že nejvyšší odolnost vůči šíření únavové trhliny mají vzorky z TOO, avšak současně vykazují největší rozptyl naměřených hodnot a s tím související nepříznivou heterogenitu materiálu. Pro zkoušku makrostruktury byly z návaru vyříznuty dva vzorky, které byly po naleptání činidlem Nital vizuálně kontrolovány při zvětšení 10x. Na naleptané ploše u prvního vzorku byla nalezena jedna vada typu tavidlového vměstku o velikosti 0,3 mm u druhého vzorku nebyly nalezeny žádné vady. Oba vzorky vyhověly stupni „B“ dle ČSN EN 5817. Kontrola mikrostruktury byla provedena z návaru na vyříznutém vzorku. Vzorek byl naleptán činidlem Nital a prohlížen při zvětšení 100x a 500x. Základní materiál je tvořen homogenním bainitem s projevy dendritické segregace. Na počátku TOO došlo k výraznému zjemnění bainitu a k rozrušení segregačních řádků. Směrem ke svarovému kovu došlo opět k mírnému zhrubnutí bainitických útvarů až po rozhraní mezi TOO a první vrstvou svarového kovu s bainitickou strukturou licího charakteru. Rozhraní mezi první a následnou vrstvou je dobře znatelné, i když jde o přechod mezi bainitickými strukturami.V celém návaru je mikrostruktura bainitická s málo znatelným rozhraním jednotlivých navařených průchodů (housenek). Ve struktuře nebyly zjištěny žádné vady ani abnormality.
4
METAL 2006 23. - 25. 5. 2006, Hradec nad Moravicí ___________________________________________________________________________
Obr. 1. Mikrostruktura rozhraní mezi základním materiálem a návarem Fig. 1. Mikrostructure on the bordur betwen basic materiál and weld metal
Obr. 2. Mikrostruktura rozhraní mezi první a následující vrstvou Fig. 2. Microstructure on the bordur between first and another coast
Dále byla nezávislou společností provedena počítačová simulace procesu navařování, která byla rozdělena do dvou navazujících kroků. V prvním se samostatně vypočetly tepelné a metalurgické pochody a na základě získaných výsledků se počítaly pnutí a deformace návaru. K výpočtu byla nezbytná znalost teplotních závislostí materiálových vlastností metalurgických fází obou materiálů (základního a navařovaného). Stručně vyňato z obsáhlých výsledků simulace prokázala, že struktura návaru po navaření a vychlazení na 100 °C obsahuje 98 % bainitické a 2 % martenzitické složky. Zbytkový austenit nebyl zjištěn, což je výhodné z hlediska potlačení možnosti vzniku vysokých stavů napjatosti a následně vzniku
5
METAL 2006 23. - 25. 5. 2006, Hradec nad Moravicí ___________________________________________________________________________ poruch charakteru zbrzděných trhlin při transformaci austenitu na martenzit za teplot okolo 20 °C. V TOO základního materiálu bylo prokázáno 50 % martenzitu. Do jeho oblasti jsme se dostali v základním materiálu 26CrNiMoV24 především v důsledku jeho chemického složení (vysoký CET v porovnání se svarovým kovem) a poměrně vysoké hodnoty ochlazovací doby T8/5 pro dosažení bainitické struktury vzniklé převážně difuzním mechanismem intersticiálních prvků.(především C). Prakticky to znamenalo zvýšit mezioperační teplotu a dosáhnout v rámci prvního stadia rozpadu martenzitu jeho vyššího stavu popuštění a tím i snížení napjatosti v TOO. Předpokládalo se, že následným tepelným zpracováním dojde v TOO k dalšímu popuštění martenzitu za vzniku vysoko-popuštěného martenzitu s karbidy legujících prvků. Simulace procesu navařování přispěla ke stanovení nejoptimálnějších pravidel pro vlastní technologický postup aplikovaný dále již na reálných rotorech. 3. NAVAŘOVÁNÍ AKTIVNÍHO ROTORU Pro navařování VT rotoru bylo vybudováno pracoviště, které kromě vlastního navařování automatem pod tavidlem umožňovalo otáčení rotoru v obou směrech s plynulou změnou otáček, lokální ohřev a tepelné zpracování po navaření v termoboxu. Celkový pohled na pracoviště s ustaveným rotorem v termoboxu je na Obr.3.
Obr. 3. Uložení rotoru v termoboxu během navařování Fig. 3. Storage of rotor in termobox dutiny welding process
K otáčení rotoru bylo použito sklopné stolové polohovadlo s plynulou regulací otáček připojené k rotoru přes kardanovou hřídel. Pro ohřev a tepelné zpracování rotoru byl použit termobox vytápěný elektroodporovými topnými elementy připojenými na zařízení Weldotherm. Teplota v termoboxu byla měřena a regulována termočlánky umístěnými do prostoru spodní poloviny termoboxu. Vlastní navaření VT rotoru probíhalo v několika etapách - Obr. 4. Vždy po navaření jednotlivé definované tloušťky vrstvy (za předehřevu) došlo k žíhání na odstranění pnutí. Během navařování byla kontrolována teplota předehřevu thermokřídami a dotykovým teploměrem a současně měřena mezihousenková teplota, aby nepřekročila stanovenou teplotu.
6
METAL 2006 23. - 25. 5. 2006, Hradec nad Moravicí ___________________________________________________________________________ Návar na disk rotoru byl proveden automatem pod tavidlem s přídavným svařovacím drátem ESAB OK Kustod 13.43 a Ø 3,0 mm v kombinaci s tavidlem OK Flux 10.62 podle zpracované WPS.
Obr. 4. Navařování rotoru Fig. 4. Welding procedure of rotor Pro informaci se u prvního opravovaného disku rotoru navařilo 40 vrstev s počtem 24 housenek ve vrstvě. Po navaření měl návar výšku cca 135 mm a šířku cca 205 mm. Celkem bylo spotřebováno 27 cívek svařovacího drátu o hmotnosti cca 30 kg a cca 1000 kg tavidla.V průběhu navařování, po dokončení návaru a po konečném opracování navařeného disku na čistý kov se provedla série nedestruktivních zkoušek, které jsou předepsané v interní směrnici společnosti a jsou ve shodě s metodikou EN 288-3. Kriteria přípustnosti vad u aplikovaných zkoušek - MT, PT, UZ jsou definována na stejných limitech jako na těle rotoru. Dále jsou detailně měřeny tvrdosti a prováděno hodnocení mikrostruktury metodou otisků za použití replik Transcopy. Sledují se vybrané lokality především přechodu základního materiálu do návaru, zahrnující tepelně ovlivněnou oblast (TOO) a lokality čistě v návaru. V pořadí u prvního navařovaného disku rotoru byl ZM tvořen homogenním jemným popuštěným bainitem s rovnoměrně rozloženými drobnými karbidy. Na počátku TOO došlo vlivem teploty ke zjemnění strukturních útvarů. Směrem ke svarovému kovu pak následovalo mírné zhrubnutí a lokální vyloučení nespojitých karbidických formací po hranicích zrn. Oblast návaru byla opět tvořena homogenním popuštěným bainitem se znaky licí struktury svarového kovu. Lze konstatovat, že kritickým místem v průběhu navařování je přechod mezi základním materiálem (rotorovou ocelí) s vyšší prokalitelností (a s vyšší náchylností k prasklinám za studena) a návarem. Jak již bylo dříve konstatováno, v TOO oblasti oceli 26CrNiMoV lze v průběhu navařování očekávat až 52 % martenzitické struktury spolu s dolním bainitem a případně se zbytkovým austenitem. K popuštění martenzitu a k dosažení transformace zbytkového austenitu (v obou případech) za vzniku martenzitu v prvním stadiu jeho rozpadu na nízkouhlíkový martenzit a karbid typu Fe2,4 C je nutné ochlazení na mezioperační teplotu,
7
METAL 2006 23. - 25. 5. 2006, Hradec nad Moravicí ___________________________________________________________________________ nikoliv na teplotu okolí. V případě stabilizace zbytkového austenitu hrozí jinak nebezpečí vzniku zbrzděných trhlin. Další důležitý faktor pro vyloučení možnosti vzniku lineárních indikací (trhlin, prasklin) za studena indikovaných vodíkem je potřebné udržovat co nejnižší hladinu difúzního vodíku, což znamená dokonalé vysušení tavidla a udržovat během navařování co nejnižší relativní vlhkost prostředí, řádově do 45 %.
4. ZÁVĚR Projekt vývoje opravy disků rotorů jakosti 3CrNiMoV probíhal ve ŠKODA POWER a.s. přibližně rok. Firma jako výrobce a dodavatel produktů a komplexních zákaznických služeb v oblasti energetiky mezi dalšími servisními firmami v oboru nemá pro tento typ oprav minimálně v české republice konkurenci doložitelnou referencemi. Zákazníkům se nabízí zcela nová možnost v oblasti opravárenství.
LITERATURA [1] ŠTUMBAUER, J. HRÁNEK ,P. PRCHLÍK, L. FOLKOVÁ, E. Navařování rotorů I. etapa. Výzkumná zpráva VZTP 0971: ŠKODA POWER a.s., 2004. [2] ŠTUMBAUER, J. FOLKOVÁ, E. HRÁNEK, P. POLÍVKA, V. Navařování rotorů II. etapa. Výzkumná zpráva VZTP 0996: ŠKODA POWER a.s., 2005. [3] FOLKOVÁ, E. ŠTUMBAUER, J. HRÁNEK, P. Navařování rotorů ve ŠKODA POWER III. Etapa. Výzkumná zpráva VZTP 0985: ŠKODA POWER s.r.o., 2005. [4] PILOUS, V. Recenze zpráv [1] a [2]: 2005. [5] KOVAŘÍK, J. A KOLEKTIV. Simulace navařování zkušebního modelu rotoru, specifikace geometrie, materiálových dat a okrajových podmínek řešení: MECAS ESI s.r.o., 2005.
8
