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 formě 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 defekty. Nejčastějším případem defektů jsou v tomto případě trhliny na exploatovaném povrchu součásti, které za předpokladu jejich dalšího rozvoje mohou v konečné fázi 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 informací 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 francouzské 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 fenomén 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 350°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 diferencí 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 deformačně-napěťové odezvě porovnat klasický normovaný přístup hodnocení únavy za použití lineárních napětí s přístupem, který využívá celkových pružně-plastických deformací. Jak naznačují dosažené výsledky, nemusí být použití klasického přístupu posouzení únavy vždy dostatečně korektní. Proto byly následně použity hodnoty celkových pružně-plastických deformací v posuzované oblasti před čelem vrubu, které byly obdrženy z nelineárních napěťově-deformačních 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 defektu o smluvní velikosti. Výsledné srovnání predikovaných počtů cyklů do iniciace trhliny o smluvní velikosti 0,5 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 modifikaci v současnosti používaných vztahů pro hodnocení etapy iniciace únavové trhliny. Tabulka 9.1 Srovnání predikovaných počtů cyklů do iniciace s experimentem ∆T [°C] 340 310 280 250 200 150
výpočet lineární MKP analýza nelineární MKP analýza Manson Langer Manson Langer Coffin Coffin 5888 2156 2705 1022 3690 4583 1709 10010 30669 12513 7819 2943 24047 8602 3378 51702 124597 76049 11298 5017 10000000 10000000 35263 22144
experiment 938 2057 2747 6666 7692 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 deformací 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 deformace 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 deformace, což reflektuje rostoucí rozkmit teplotního zatížení. Z hlediska praktického uplatnění se kvantifikace odklonu křivky životnosti stala jedním ze stěžejních úkolů projektu v letošním roce s tím, že následně byly hledány nejdůležitější faktory, které se mohou uplatnit v procesu kvantifikace 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 kvantifikátorem odklonu křivky.
0,01 ∆ T 340°C ∆ T 310°C ∆ T 250°C
∆ T 280°C
ε at
∆ T 200°C ∆ T 150°C
MC 325°C MCv 325°C TU celý lom TU povrch
0,001 1,E+02
1,E+03
1,E+04
1,E+05
Nf Obr. 9.1 Porovnání únavových křivek Mnohem významnějším faktorem, který se projevil u zatěžování cyklickou změnou teploty je víceosý stav napjatosti v tělese. Pro popis víceososti napětí byl zvolen faktor triaxiality napětí, který je definován jako poměr středního a efektivního napětí. Z hlediska kvantifikace odklonu křivky životnosti stanovené pro případ tepelné únavy od křivky životnosti určené za zvýšené teploty v podmínkách jednoosé napjatosti je faktor triaxiality napětí považován za klíčový parametr. Na základě znalosti hodnot a charakteristických průběhů faktoru triaxiality napětí po tloušťce zkušebního tělesa byly definovány 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 defektu zohledněn víceosý stav napjatosti pouze formou redukovaných hodnot fiktivních napětí případně celkové deformace. Vzhledem k faktu, že víceosý stav napjatosti se ukazuje jako neopomenutelným faktorem, jehož vliv na výsledné únavové posouzení v případě cyklického teplotního zatěžování austenitických ocelí byl v rámci dosažených výsledků projektu prokázán, doporučujeme uvažovat o modifikaci současného matematického modelu používaného pro predikci únavové životnosti. Navrhovaná modifikace spočívá v korekci složky plastické deformace 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 faktoru φT (za dovolenou hodnotu N0 se bere menší ze dvou hodnot vypočtených z následujících rovnic):
, σ ,f − σ m ε at ε f − 0,35ε p ,max = + , −c −b ϕw nσ φT (2 N 0 ) nσ E (2 N 0 )
(6)
, σ ,f − σ m ε at ε f − 0,35ε p ,max , ve kterých = + −b ϕw E (2n N N 0 ) φT (2n N N 0 )−c
(7)
hodnota korekčního faktoru φT závisí na velikosti faktoru triaxiality napětí T:
φT = T
T>1
(8)
φT = 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:
εat = ∆εp φT + ∆εe
(10)
Porovnání únavové křivky pro podmínky tepelné únavy korigované podle vztahu (10) s křivkou získanou v režimu deformačního 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 deformačního jednoosého zatížení.
0,1 MC 325°C TU povrch korig. TU celý lom TU povrch
∆ T 340°C
ε at
∆ T 310°C ∆ T 280°C
0,01
∆ T 250°C ∆ T 200°C ∆ T 150°C
0,001 1,E+02
1,E+03
1,E+04
1,E+05
Nf Obr. 9.2 Korigovaná křivka životnosti pro podmínky tepelné únavy a křivka životnosti typu Manson-Coffin pro podmínky jednoosého namáhání
V této souvislosti je potřeba zdůraznit, že navrhovaná modifikace 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 modifikaci na jiných typech zkušebních těles resp. s využitím jiných koncentrátorů napětí/deformace. Z praktického hlediska by bylo výhodné rozšířit oblast použití uvažované modifikace pro hodnocení únavové životnosti konstrukčních částí zhotovených z ocelí s feritickou 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 feritickou matricí (uhlíkových ocelí). Přípustné limity teplot míchajících se médií byly navrženy tak, aby při provozu pod stanovenou limitou nedocházelo k iniciaci a případnému růstu defektu vlivem opakované změny teploty na exploatovaném vnitřním povrchu. Z inženýrského pohledu je uvažován defekt o smluvní velikosti 0,5 mm. Základ pro stanovení požadovaných maximálních teplotních rozdílů spočívá ve znalosti prahové hodnoty rozkmitu faktoru intenzity napětí. Obecně je uznáván fakt, 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 koeficientu asymetrie cyklu (obr. 9.3). Předepsané limity byly stanoveny pro nejvíce exponovanou část T-armatury, kterou je oblast přechodu odbočnice a hlavního potrubí. 55 50
∆ T MAX [°C]
45 40 35 30 uhlíkové oceli
25
austenitické oceli 20 -1
-0,5
0
0,5
1
R [-] Obr. 9.3 Závislost maximálních přípustných rozdílů teplot míchajících se médií v oblasti napojení typu T-armatury na koeficientu 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 fázích 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 304), Cr17Ni10Ti (AISI 321), Cr16Ni11Mo2 (AISI 316) a Cr23Ni3Mo3N (dvoufázová 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 deformace), bylo pozorováno zvýšení četnosti trhlin na těle pracovní části zkušebního tělesa. Zatímco u ocelí austenitických docházelo k snadné iniciaci mnoha trhlin, u oceli dvoufázové 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 defektu 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. faktoru vlivu prostředí FEN, který je definován 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 faktory. Před použitím výše zmiňovaného přístupu založeného na hodnotě korekčního faktoru 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 304 a 316), kdežto na elektrárnách typu VVER jsou používány oceli stabilizované titanem 08Ch18N10T (Cr18Ni10Ti, AISI 321) nebo niobem Cr19Ni10Nb (AISI 347). Na základě experimentů vedoucích k zavedení faktoru vlivu prostředí FEN 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 finanční 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. 3636/04, Brno, říjen 2004
[2]
C. Faidy, Thermal Fatigue in Nuclear Power Plants French experience and on-going program, 3rd Int. Conf. Fatigue of Reactor Components, Seville (Spain), October 2004
[3]
S. Benhamadouche, M. Saki, C. Péniguel, J.-M. Stéphan, Presentation of a New Methodology of Chained Computations using Instationary 3D Approaches for the Determination of Thermal Fatigue in a T-Junction of a PWR Nuclear Plant, Transactions of the 17th International Conference on Structural Mechanics in Reactor Technology (SMiRT 17), Prague, 2003, on CD
[4]
M. Bentele, C. S. Lowthian, Thermal Shock Tests on Gas Turbine Materials, Aircraft Eng., vol. XXIV, no. 276, pp. 32-38, 1952
[5]
L. F. Coffin, Design Aspects of High Temperature Fatigue with Particular Reference to Thermal Stresses, Transactions of the ASME, 78, pp. 527-532, 1956
[6]
S. S. Manson, Behavior of Materials Under Conditions of Thermal Stress, NACA rep. 1170, 1954
[7]
L. Vlček, Teplotní únava materiálů v chemickém a jaderném průmyslu, Průběžná zpráva po druhém roce řešení, zpráva ÚAM Brno arch. č. 3829/05, Brno, prosinec 2005
[8]
L. Vlček, Teplotní únava materiálů v chemickém a jaderném průmyslu, Průběžná zpráva po třetím roce řešení, zpráva ÚAM Brno arch. č. 4012/06, Brno, prosinec 2006
[9]
J. Bystrianský, Mechanismy poškozování korozivzdorných ocelí v zařízeních energetického a chemického průmyslu-tepelná únava, VŠCHT v Praze, prosinec 2006
