własności połączeń spawanych ze stali 13hmf po długotrwałej ...

PL0400065

WŁASNOŚCI POŁĄCZEŃ SPAWANYCH ZE STALI 13HMFPO DŁUGOTRWAŁEJ EKSPLOATACJI

MARIAN ZEMAN

Instytut Spawalnictwa w Gliwicach

Przedstawiono wyniki badań stali 13HMF przed i po długotrwałej eksploatacji, przekraczają-cej 100 000 godzin. Stale poddano badaniom symulacyjnym z wykorzystaniem nowoczesnychmetod. Zbadano wpływ cykli cieplnych na strukturą (wykresy CTPc-S) i własności plastyczne(udarność i twardość) symulowanej strefy wpływu ciepła, jak również odporność stali na pę-kanie wyżarzeniowe - stosując symulator cykli cieplno-odkształceniowych. Określono skłon-ność stali do zmęczenia cieplnego, oszacowano wytrzymałość czasową stali na pełzanie orazpodano energię liniowa spawania i warunki obróbki cieplnej po spawaniu stali wstanie eks-ploatowanym. Podano również własności złączy spawanych wykonanych ze stali 13MHF podługotrwałej eksploatacji.

1. WPROWADZENIE

Jedną z podstawowych cech materiałów do pracy w podwyższonej i wysokiej temperatu-rze jest żarowytrzymałość, która określa zdolność materiałów do przenoszenia obciążeń bezistotnych odkształceń i pękania w określonym czasie eksploatacji. Jest więc właściwościąmechaniczną materiałów wynikającą bezpośrednio z ich zachowania w warunkach pełzania izmiennych temperatur. Zasadniczy wpływ na żarowytrzymałość materiałów ma temperaturapracy. Z podwyższeniem temperatury intensyfikują się procesy zmiękczania i pełzania orazzmęczenia cieplnego materiału.

Cechą charakterystyczną stopów żarowytrzymałych, odróżniającą je od innych wysoko-wytrzymałych materiałów konstrukcyjnych, jest konieczność zachowania w wysokiej tempe-raturze stanu umocnienia (który z reguły jest termodynamicznie niestabilny) przez długi okrespracy. Natomiast zmiękczenie stopu, mogące zachodzić na skutek oddziaływania wysokiejtemperatury, jest kontrolowane przez dyfuzję atomów, której szybkość zależy od sił wiązaniamiędzyatomowego w poszczególnych składnikach fazowych stopa Uważa się że żarowy-trzymałość określona jest wytrzymałością wiązań międzyatomowych składników stopu, cha-rakterem i intensywnością umocnienia oraz stabilnością (w warunkach eksploatacji) umoc-nionej struktury.

Przedłużenie okresu bezpiecznej pracy urządzeń ciśnieniowych pracujących w podwyż-szonych temperaturach, które przekroczyły obliczeniowy czas pracy wynoszący 100 000 go-dzin, ma niezwykle ważne znaczenie gospodarcze [1-5]. Od szeregu lat podejmowane są oce-ny stanu wyeksploatowania urządzeń i ustalenia metod prognozowania ich dalszej bezpiecz-nej pracy [2-4]. W obu przypadkach konieczne jest określenie ogólnego stanu technicznegourządzeń, obejmującego ocenę stopnia degradacji własności materiałów po eksploatacji. Ilo-ściowa ocena zmian własności materiału jest możliwa, gdy dysponuje się własnościami mate-riału w stanie wyjściowym (przed eksploatacją). Również znajomość wymiarów wyjścio-wych jest szczególnie ważna dla tych elementów, które pracują w warunkach pełzania, tj. wwarunkach, w których w miarę upływu czasu następuje przyrost odkształceń trwałych.

Do oceny stopnia wyeksploatowania materiału można stosować metodę pomiaru gęstościmateriału, badań metalograficznych, analizę fazową wyizolowanych wydzieleń oraz badańmagnetycznych. O ile ocena stanu materiału po eksploatacji opiera się na rutynowych bada-

113

niach niszczących, o tyle prognozowanie dalszej bezpiecznej pracy urządzeń energetycznychjest zagadnieniem bardziej złożonym, do rozwiązania którego nie ma powszechnie przyjętychmetod. Najczęściej stosuje się metodę obliczeniową (pozwalająca na wyznaczenie naprężeńdopuszczalnych i odkształceń trwałych osiąganych w danej temperaturze przy długotrwałejeksploatacji), metodę opartą na wynikach prób pełzania prowadzonych na próbkach pobra-nych z ocenianego materiału (określa się szybkość pełzania oraz czas do zniszczenia przynaprężeniach i temperaturach zbliżonych do eksploatacyjnych) i metodę opartą na wynikachzmęczenia cieplnego (wyznacza się zależność liczby cykli do zniszczenia przy stałej ampli-tudzie odkształceń, w funkcji parametrów eksploatacji) [1-4, 7].

Wg opinii energetyków w 2004 roku około 80% krajowych elektrowni konwencjonal-nych osiągnie założony przez projektantów konstrukcji energetycznych graniczny czas eks-ploatacji, to jest ponad 100 000 godzin pracy, odpowiedzialnych elementów instalacji ener-getycznych. Jednostki te zbudowane zostały w latach 1960 - 1975 i cechuje je znaczna awa-ryjność, mała sprawność netto wynosząca około 33% (przy sprawności elektrowni zachod-nich około 40%) oraz niska sprawność instalacji i urządzeń usuwających niebezpieczne dlazdrowia zanieczyszczenia w spalinach: NOX, SO2, CO2. Z danych statystycznych wynika, żenajwięcej problemów występuje w dużych elektrowniach opalanych węglem brunatnym.

Zastosowanie w roku 1960 stali 13HMF na główne wysokoprężne elementy kotłów ener-getycznych (rurociągi pary przegrzanej i przegrzewacze pary międzystopniowej) pozwoliło nazwiększenie parametrów pary świeżej w stosunku do instalacji wykonanych ze stali 10H2M.Wdrożenie tej stali od początku przysparzało służbom spawalniczym wiele trudności techno-logicznych. Stal ta charakteryzuje się dobrymi własnościami wytrzymałościowymi i plastycz-nymi w zakresie temperatur pary do 570°C, wyższą wytrzymałością czasową na pełzanie niżstal w gatunku 10H2M o wyższej zawartości pierwiastków stopowych i węglikotwórczych.

Jednak z uwagi na niekorzystne zmiany strukturalne zachodzące w stali w czasie długo-trwałego wygrzewania w temperaturze pracy wynoszącej 540°C, związany z tym wyraźnywzrost wytrzymałości i znaczny spadek własności plastycznych, stal ta stała się obiektemczęstych i wzmożonych kontroli służb remontowych i diagnostycznych. Niekorzystne zmianystrukturalne wywołane są głównie procesem wydzielania drobnodyspersyjnych złożonychwęglików na bazie Cr, Mo i V rozmieszczonych po granicach ziam, co prowadzi do wzmożo-nej dekohezji materiału. Z informacji uzyskanych z krajowych elektrowni stosujących tę stalnajwięcej pęknięć wystąpiło w obszarze złączy spawanych, które spowodowane były głównieniewłaściwą technologią spawania, niewłaściwą obróbką cieplną po spawaniu oraz zjawi-skiem wzmożonego pełzania wywołanego niewłaściwą eksploatacją rurociągów energetycz-nych.

Wychodząc naprzeciw powyższym problemom Instytut Spawalnictwa przeprowadził ba-dania własności wytrzymałościowych i plastycznych stali 13HMF po długotrwałej eksploata-cji (ponad 100 000 godzin) i złączy spawanych wykonanych z tej stali w warunkach utwier-dzenia.

2. BADANIA SYMULACYJNE WYKONANE NA STALI PRZED I PO EKSPLO-ATACJI

Badania wykonane zostały na rurach grubo ściennych ze stali 13HMF przed (rura nr 1) ipo eksploatacji ponad 109 000 godzin (rura nr 2) pochodzące z tego samego wytopu. Wymia-ry rur były następujące: <)>=353-508 mm, g=53-7Omm. Skład chemiczny badanych stali byłzgodny z wymaganiami normy PN-75/H-84024. Badania metalograficzne mikroskopowe

1U

stali 13HMF przed eksploatacją wykazały obecność w strukturze bainitu odpuszczonego, na-tomiast w stali po eksploatacji obecność ferrytu, perlitu i znacznej ilości wydzieleń węgliko-wych.

Własności wytrzymałościowe badanych rur określono za pomocą próby statycznego roz-ciągania w temperaturze pokojowej zgodnie z normą PN-EN 10002-1 +AC1:1998, próbyudamości z karbem Charpy V zgodnie z PN-EN 10045-1 oraz pomiarów twardości zgodnie zPN-EN 1043-1. Badaniom poddano próbki pobrane z obszaru leżącego około 5 mm od po-wierzchni zewnętrznej i 5 mm od powierzchni wewnętrznej rury. Wyniki prób rozciąganiazestawiono w tablicy 1, a udamości KV i twardości HV10 w tablicy 2.

Tablica 1. Średnie własności wytrzymałościowe badanych stali w temperaturze otoczenia

L.p.

1

2

Materiałpodstawowy

13HMFnie poddanaeksploatacji13HMF po

długotrwałejeksploatacji

Nrrury

1

2

Miejsce pobrania pró-bek do badań

zewnętrzna strona rury1'

wewnętrzna strona rury2/

zewnętrzna strona rury

wewnętrzna strona rury

Re[MPa]

425

368

361

356

R-m.[MPa]

606

549

509

505

A5

[%]

21,8

24,8

27,2

29

Z[%]

73

75

66

71

AR**

57

5

AR*/3

57

4

Uwaga: 1/- próbki wycięte z obszaru leżącego 5 mm od powierzchni zewnętrznej rury,21- próbki wycięte z obszaru leżącego 5 mm od powierzchni wewnętrznej rury,3/- różnica pomiędzy własnościami średnimi zewnętrznej i wewnętrznej części rury

Tablica 2. Średnia praca łamania i twardość stali 13HMF przed i po eksploatacji

L.p.

1

2

MateriałPodstawowy

13HMFnie poddana

eksploatacji

13HMFpodługotrwałejeksploatacji

Nrrury

1

2

Miejscepobrania próbek

do badań

zewnętrzna strona rury

wewnętrzna stronarury

zewnętrzna strona rury

wewnętrzna stronarury

Sr. praca łamania KV [J] wtemp. PC]

-20

8

11

-

0

37

27

-

-

+20

123

68

7

10

+60

-

-

32

56

+90

-

-

97

104

TRV35

[°C]

-2

+5

+66

+46

Śr.HV10

169

181

186

188

2.1 Badanie wpływu cykli cieplnych spawania na strukturę i własności SWC

2.1.1.Wykonanie wykresu rozpadu austenitu CTPc-S

W celu określenia wpływu cykli cieplnych spawania na strukturę strefy wpływu ciepłabadanych stali wykonano wykresy rozpadu austenitu w warunkach spawalniczych CTPc-S.Temperatura austenityzacji wynosiła 1250°C, a czas stygnięcia tg/5 mieścił się w zakresie od 2do 100 sekund. Wyznaczone temperatury i czasy powstawania przemian fazowych są zbież-ne z wartościami wyznaczonymi z zależności matematycznych w publikacjach [8,9]. Wykre-sy CTPc-S stali przed i po eksploatacji przedstawiono zbiorczo na rysunku 1.

115

tj,5=6 sek dła g=53-70 mm => E=17 kJ/cm,

M.,=

M.s =

700TPn

460°C

440°C

600

500

400

t8/5=12 sek dla g=53-70 mm => E=17 kJ/cm, To=250°C

Materiałpo eksploatacji

w 110 000 godzin

Materiałnie poddanyeksploatacji

300

200

100

1 10 100 1000

Rys.l. Wykres CTPc-S stali 13HMF przed i po długotrwałej eksploatacji

[sek]

2.1.2. Badanie wpływu cykli cieplnych spawania na własności symulowanej SWC

Badania wpływu cykli cieplnych spawania na własności symulowanej strefy wpływu cie-pła przeprowadzono za pomocą symulatora cykli cieplno-odkształceniowych. Stosowano cy-kle cieplne pojedyncze, podwójne i cykle złożone składające się z pojedynczych cykli ciepl-nych i cyklu klasycznej obróbki cieplnej. Parametry i przebieg cykli cieplnych oraz wynikibadań udamości i twardości symulowanych SWC zestawiono w tablicy 3.

2.1.3. Badanie skłonności stali do pękania wyżarzeniowego

Skłonność stali 13HMF do pękania pod wpływem obróbki cieplnej po spawaniu (zwanejinaczej skłonnością do pękania wyżarzeniowego lub reheat cracking) wyznaczono w oparciuo metodykę opracowaną w Reaserch Center of the Belgian Welding Institute (tzw. zmodyfi-kowana metoda Vinckiera). W trakcie próby wyznaczono własności wytrzymałościowe i pla-styczne symulowanej SWC poddanej obróbce cieplnej. Jako kryterium odporności na pękaniepod wpływem obróbki cieplnej po spawaniu przyjęto minimalną wartość przewężeniaZ=20%. Wyniki badania zestawiono w tablicy 4.

116

Tablica 3. Średnie wartości udamości w temperaturze 20°C i twardości próbek ze stali13HMF pobranych z rury przed i po długotrwałej eksploatacji poddanychdziałaniu symulowanych cykli cieplnych spawania

Miejscepobraniapróbek

do badań

Ze-wnętrznaczęść rury

Rodzaj cyklucieplnego

CyklPojedynczy

CyklPodwójny

CyklPojedynczy +obróbka ciepl-

naMateriał podstawowy

We-wnętrz-

naczęśćrury

CyklPojedynczy

CyklPodwójny

CyklPojedynczy +

obróbka cieplnaMateriał podstawowy

T[°C1 ^

Cykl pojedynczy

r

Parametry symulowanego cyklu cieplnego

Temp.maks.

12501250125012509508006901250125012501250

1250

-12501250125012509508006901250125012501250

1250-

Czasstygn.

W6126012012121212121212

12

-6126012012121212121212

12-

TJ

tisr

Temp.maks.Tmax2

-------

950800690

--

--------

950800690

-

-

Czasstygn.

tg/s2

[s]

---

---

121212-

----

-

-121212-

-Cykl podwójny

' 1 T

Vh

Temp.obr.

ciepnejToc[°C]

----------

690

710

-----------

690

710-CykJz

1

Czasobróbkicieplnej

----------

2

2

-----------2

2-

łozo

rei

Stal nieeksploatowa-

na

KV[J]

1901783210

167168621623688

208

149

1239076238

646343863660

228

19068

Śr.HV10

320253245243213210205301312275273

277

169355342278228221227223312305282289

304181

Stal po eksplo-atacji

KV[J]

160139631395824516149200221

35

7181169448

61523614249125114

3310

ny (cykl pojedynczy+OC)

• . ' m a x ]

ii—\

w IT

tobtóM

Śr.HV10

369352331311226203200297304317296

263

186424429380344220199192348329362314

292188

A117

Tablica 4. Wyniki badania skłonności stali do pękania wyżarzeniowego (realizowano cyklcieplny spawania o parametrach: T=1250°C, tg/5=6 sekund)

Badana stal

13HMFnie poddanydługotrwałejeksploatacji

13HMFpo

długotrwałejeksploatacji

M10i

i

Temp. obróbkicieplnejra

400450500550600400450500550600

« 3 0 »

1t

[MPa]910888821788444862759711600436

JR

[MPa]12661244104490155211111055921772543

7i*:' t N

15 ,150

A5

13,29,68,18,918,718,48,46,86,014,6

Z

77513324717944211342

\

Opis przełomu

Przełom plastycznyPrzełom plastycznyPrzełom plastycznyPrzełom mieszany

Przełom plastycznyPrzełom plastycznyPrzełom mieszany

Przełom kruchy sko-śny

Przełom krachyPrzełom plastyczny

2.1.4. B a d a n i e skłonności do zmęczen ia c ieplnego stali 1 3 H M F

B a d a n i e zmęczenia c ieplno-mechanicznego stali P 9 1 , dla różnych p o z i o m ó w naprężeńwstępnych, przeprowadzono n a o p r a c o w a n y m w Instytucie Spawalnictwa s tanowisku pomia-r o w y m . B a d a n i a w y k o n a n o przy różnych war tośc iach n a p r ę ż e ń obciążających Owst mieszczą-

5 4 0 5 4 0 5 4 0p y y pę ających

cych się w zakresie od 0,2Re540 do 0,9Re540 (dla stali 13HMF przyjęto R*540 = 230 MPa) dlapiłozmiennego cyklu zmęczenia cieplnego o temperaturach Tmin

=20°C (czaswygrzania tw=0 sekund). Wyniki badania stali 13HMF przed i po eksploatacji zestawiono wtablicy 4.

Tablica 4. Wyniki zmęczenia cieplnego stali 13HMF

Badanastal

13HMFnie poddanyeksploatacji

1 3 H M F p odługotrwałejeksploatacji

śr.R,540

[MPa]

230

230

Ilość cykli do zniszczenia próbki N f prey założonym naprężeniu próbki0,9 Re540

=207 MPa

240

275

0,8 R,540

=184 MPa

440

506

0,6 R.34"=138 MPa

670

953

0,4 R,340

=92 MPa

991

1712

0,2 FC 4 0

=46 MPa

1666

>3600

118

2.1.5. Określenie wytrzymałości czasowej na pełzanie stali 13HMF

Przyspieszone próby pełzania wykonano zgodnie z normą PN-76/H-04330 przy poziomienaprężeń roboczych równych o=100 i 150 MPa oraz w temperaturze badania 600 i 650°C.Wyniki prób zestawiono w tablicy 5.

Tablica 5. Wyniki prób pełzania stali 13HMF

BadanaStal

13HMFnie

poddanadługotrwałejeksploatacji

13HMFpo

długotrwałejeksploatacji

Założonenapręże-

niepróbki o

[MPa]

150

100

150100

Temp.badań.

[°C]

600650650680

600650650680

Czasdo znisz-

czeniapróbki

L 2 8082 01051024006

1706110040022810

ParametrLarsona-Millera

(LMP^O+IgOlO"3)

29,2030,7331,1132,02

29,0130,5031,0231,86

Wytrzymałość czasowa napełzanie [MPa] dla

t=100 OOOh w temperaturze540°C

102

«76,72/

600°C

45

30

650°C

36

27

Napręż,dopusz-czalne[MPa]

eksploat/1

81,6

«61,32/

1/ - CTdop-0,8 R»aooooo2/ - wartość szacunkowa

3. WŁASNOŚCI ZŁĄCZY SPAWANYCH WYKONAYCH ZE STALI 13HMFPO DŁUGOTRWAŁEJ EKSPLOATACJI

Złącza spawane wykonane zostały w pozycji PC metodą spawania ręcznego na grubo-ściennych rurach w gatunku 13HMF przed i po 100 000 godzin pracy w Elektrowni „Bełcha-tów". Ukosowanie rowków spawalniczych na U wykonano zgodnie z zaleceniami InstytutuSpawalnictwa. Złącza spawane wykonano ręcznie elektrodami otulonymi ESMoCrVB pro-dukcji f-my Elektrody Baildon (przetop drutem DMV-83 IG firmy BShler na poduszce Ar) wstanie usztywnionym tzn. łączone rury zostały zespolone wewnątrz 3. klamrami z blach zestali 18G2A o grubości 20-25 mm, rozmieszczonymi co 120°. Energia liniowa spawania nieprzekraczała 18 kJ/cm.

Podgrzewanie wstępne w temperaturze To=250°C oraz obróbkę cieplną po spawaniu(również w temperaturze pośredniej 480°C/l,5 godziny) wykonano za pomocą wyżarzarkiindukcyjnej typu ABG Eldotherm CPIOOO o mocy czynnej 120 kW. Przed obróbką cieplnąkońcową lico spoiny zostało zeszlifowane. Obróbkę cieplną końcową wykonano w tempera-turach 680, 700 i 720°C wykorzystując piec oporowy komorowy (rys.2). Symulowano naj-bardziej niekorzystne warunki wykonania złączy spawanych, które uwzględniają przerwę pospawaniu.

119

a) 680±5°Cb) 700+5°Cc) 720±5°C

80°C/h

«300°C

20°C

Chłodzenie napowietrzu

Rys.2. Schemat obróbki cieplnej wykonywanych złączy spawanych

Na wykonanych złączach spawanych przeprowadzono badania radiograficzne, pomiarynaprężeń własnych stosując metodę otworkową, badania metalograficzne makro- i mikro-skopowe, badanie własności wytrzymałościowych i plastycznych (próba statycznego rozcią-gania, próba statycznego zginania, próba udarności, próba twardości) oraz określono własno-ści wytrzymałościowe w podwyższonych temperaturach.a) Badania radiograficzne wykazały wysoką jakość badanych złączy spawanych. Poziom

jakości wszystkich badanych złączy oceniono jako poziom B wg wymagań normy PN-EN25817. Stwierdzono jedynie obecność nielicznych rozproszonych pęcherzy i pojedyn-czych żużli.

b) Pomiar naprężeń własnych w złączach spawanych, określany metodą otworkową wykazał,że naprężenia pozostałe po obróbce cieplnej w temperaturze 680-720°C/2 godziny są ni-skie i nie przekraczają 2% granicy plastyczności Re. Uzyskane wyniki badań są zbieżne zwynikami uzyskanymi na złączach wykonanych z grubościennych rur ze stali 13HMF,HCM12A i P91. Naprężenia własne w złączu spawanym nie poddanym obróbce cieplnejsą bardzo wysokie, osiągają wartość ponad 368 MPa i przekraczają granicę plastycznościmateriału po długotrwałej eksploatacji

c) Wszystkie badane złącza spawane ze stali 13HMF po długotrwałej eksploatacji zerwałysię poza spoiną, w materiale rodzimym. Próba statycznego zginania wykazała dobre wła-sności plastyczne złączy spawanych. Wszystkie próbki uzyskały kąt gięcia 130° bez wy-stąpienia pęknięć i naderwań po rozciąganej stronie próbki.

d) Praca łamania KV spoin, wykonanych elektrodami ESCrMoVB f-my Elektrody Baildonw temperaturze otoczenia jest zadawalająca, wyższa od minimalnej wartości 35 J zaleca-nej przepisami UDT. Stwierdzono, że temperatura obróbki cieplnej po spawaniu ma zna-czący wpływ na wielkość pracy łamania w spoinie tzn., że dla stali nie poddanej działaniudługotrwałej eksploatacji wzrost temperatury wyżarzania powoduje znaczący wzrost pra-

120

cy łamania, natomiast dla stali po długotrwałej eksploatacji zauważa się, że ze wzrostemtemperatury wyżarzania następuje spadek pracy łamania.

e) Praca łamania strefy wpływu ciepła w temperaturze pokojowej stali nie poddanych dłu-gotrwałej eksploatacji jest wysoka, i niejednokrotnie przekracza wartość 200 J. Praca ła-mania strefy wpływu ciepła w temperaturze pokojowej stali poddanej długotrwałej eks-ploatacji przez 100 000 godzin jest niska i mieści się w zakresie 10-70 J. Praca ta jest zjednak wyraźnie wyższa od pracy łamania materiału rodzimego. Najwyższą pracę łama-nia w strefie wpływu ciepła stali po długotrwałej eksploatacji uzyskano dla złącza podda-nego obróbce cieplnej w temperaturze 680°C/2 godziny.

f) Twardość spoiny i strefy wpływu ciepła badanych złączy jest niska, nie przekracza warto-ści 285 HV10, a zatem spełnia zalecenia podane w normie PN-EN 288-3. Wg w/w normymaksymalna twardość HV10 dla obrobionego cieplnie wielowarstwowego złącza spawa-nego ze stali 13HMF nie powinna przekraczać wartości 350 HV10.

g) Badania metalograficzne makroskopowe wykazały poprawną budowę wewnętrzną wyko-nanych złączy spawanych, bez widocznych i wpływających na jakość połączeń, niezgod-ności wewnętrznych.

h) Badania metalograficzne mikroskopowe (tabL6) wykazały, że spoiny wykonane elektro-dami ESCrMoVB charakteryzują się strukturą bainityczną z niewielką ilością ferrytu.Strefa wpływu ciepła charakteryzuje się strukturą martenzytyczno-bainityczną lub baini-tyczną o różnej ziarnistości. Drobnoziarnista struktura występuje w obszarze lica spoiny,natomiast gruboziarnista w pobliżu grani spoiny. Drobniejsze ziarno w SWC w pobliżu li-ca spoiny jest wynikiem korzystnego wpływu ciepła następnego ściegu.

121

Tablica 6. Mikrostruktura SWC złączy spawanych wykonanych ze stali 13HMF po długo-trwałej eksploatacji i po wyżarzaniu w temp. 680-720°C (pow. 500x, traw. Nital)oraz spoiny (pow. 200x, traw. Nital)

SWC poobróbcecieplnej

SWC od strony grani

Martenzyt+ ślady bainitu

720°C/2godz

Martenzyt+ niewielka ilość bainitu

SWC od strony lica

Bainit

Spoina

Bainit odpuszczony

122

4. WNIOSKI Z BADAŃ

Przeprowadzone w Instytucie Spawalnictwa badania symulacyjne stali 13HMF przed i podługotrwałej eksploatacji pozwoliły na sformułowanie następujących wniosków:1) Stal 13HMF nie poddana długotrwałej eksploatacji posiada strukturę bainitu odpuszczo-

nego o niskiej twardości 169 HV10, granicy plastyczności w zakresie od 368-425 MPa(w zależności od miejsca pobrania próbki do badań) oraz wysoką pracą łamania w tempe-raturze pokojowej, mieszczącą się w zakresie 68-123 J.Stal 13HMF po długotrwałej eksploatacji charakteryzuje się strukturą ferrytyczno-perlityczną z wydzieleniami węglikowymi po granicach i wewnątrz ziarn, zróżnicowa-niem wielkości ziarna ferrytu, zanikiem fazy perlitycznej, niską twardością wynoszącąokoło 186 HV10, niską pracą łamania w temperaturze pokojowej wynoszącą 7-10 J orazgranicą plastyczności (356-362 MPa) nieznacznie wyższą od minimalnej wartości wyma-ganej normą PN-75/H-84024 wynoszącą 355 MPa.Wysoka temperatura przejścia w stan kruchy stanowi duże zagrożenie dla eksploatacji in-stalacji energetycznych, zwłaszcza w przypadku: prowadzenia w okresie zimowym ci-śnieniowej próby wodnej, w fezie rozruchu kotła po okresie jego wygaszenia, w przypad-ku mechanicznego uszkodzenia zawiesi lub uszkodzeń innych elementów kotła.

2) Stwierdzono bardzo dużą anizotropie własności mechanicznych w zależności od miejscabadania. Stal 13HMF nie poddana długotrwałej eksploatacji charakteryzuje się znacznąróżnicą granicy plastyczności Re i wytrzymałości na rozciąganie Rm wynoszącą około 57MPa, jak również pracą łamania na grubości ścianki rury (123J przy powierzchni ze-wnętrznej, 68J w pobliżu powierzchni wewnętrznej). Jest to prawdopodobnie wynikiemniewłaściwie przeprowadzonej obróbki cieplnej rury w procesie przeróbki plastycznej.Powyższy problem nie występuje w stali po długotrwałej eksploatacji. Różnice pomiędzyRe i Rm zewnętrznej i wewnętrznej części rury nie przekraczają 5 MPa.

3) Wykres rozpadu austenitu w warunkach spawalniczych CTPc-S stali 13HMF po długo-trwałej eksploatacji jest przesunięty o ok. 20-30°C w kierunku niższych temperatur w sto-sunku do wykresu stali nie poddanej eksploatacji. Powstałe różnice mogą być skutkiemsegregacji składu chemicznego badanych stali.

4) W przypadku stali po długotrwałej eksploatacji pojedyncze symulowane cykle cieplnespawania o temperaturze maksymalnej 1250°C i 950°C powodują wyraźny wzrost pracyłamania w porównaniu do stanu wyjściowego. Również oddziaływanie drugiego cyklucieplnego o temperaturze maksymalnej 950°C i 690°C i czasie stygnięcia tg/5=12 sekundpodwyższa pracę łamania symulowanej strefy wpływu ciepła. Jedynie powtórne nagrze-wanie SWC do temperatury 800°C (zakres Aci-A^) daje niższe wartości pracy łamania.Dla wszystkich próbek poddanych działaniu symulowanych cykli cieplnych korzystniej-szy wpływ na udarność i twardość mają krótsze czasy stygnięcia tg/s-Z przeprowadzonych badań wynika, że udarność symulowanej SWC stali 13HMF po dłu-gotrwałej eksploatacji jest zdecydowanie wyższa od udamości materiału rodzimego.

5) Stal 13HMF nie eksploatowana uprzednio w podwyższonych temperaturach, poddanadziałaniu symulowanych cykli cieplnych spawania zachowuje wysoką wartość pracy ła-mania materiału rodzimego, przy czym krótsze czasy stygnięcia tg/5 są korzystniejsze.W obszarze rury w pobliżu jej wewnętrznej powierzchni o niskiej pracy łamania może na-stępuje wyraźny wzrost wartości pracy łamania w wyniku oddziaływania symulowanychcykli cieplnych spawania.Uzyskane wyniki badań wskazują, że w przypadku rur ze stali 13HMF nie poddanycheksploatacji w podwyższonych temperaturach udarność symulowanej SWC nie zostanie

123

obniżona w istotnym stopniu w przypadku krótkich czasów stygnięcia tg/5, a nawet nastąpijej wzrost w obszarach o niskiej pracy łamania materiału rodzimego.Stal 13HMF nie poddana długotrwałej eksploatacji po obróbce cieplnej w temperaturze690 i 710°C przez 2 godziny ma podwyższoną udarność symulowanej strefy wpływu cie-pła. Obróbka cieplna stali po długotrwałej eksploatacji przeprowadzona w temperaturze690°C powoduje kilkukrotny wzrost udarności symulowanej strefy wpływu ciepła w po-równaniu z obróbką cieplną prowadzoną w temp. 710°C. Stanowi to dowód, że należybezwzględnie stosować niższą temperaturę obróbki cieplnej po spawaniu niż zalecana wtechnologii spawania rur nie poddanych eksploatacji. Procesy wydzieleniowe towarzyszą-ce procesowi ponownej obróbki cieplnej zestawiono w tablicy 6.

6) Najwyższą pracę łamania i niską twardość symulowanej strefy wpływu ciepła stali13HMF przed i po długotrwałej eksploatacji, można uzyskać przy oddziaływaniu poje-dynczych cykli cieplnych o czasie stygnięcia t8/5=6 sekund. Cykl taki występuje przyspawaniu elektrodami otulonymi rur grubościennych niskimi energiami liniowymi spawa-nia wynoszącymi około 17-18 kJ/cm [10]. Na wykresie CTPc-S (rys.l) podano energięspawania i temperaturę podgrzewania wstępnego stali 13HMF dla czasu stygnięcia t8/5=12sek wyznaczoną w oparciu o nomogramy w publikacji [10].

7) Skłonność do pękania wyżarzeniowego stali 13HMF nie poddanej długotrwałej eksplo-atacji jest niska, ponieważ minimalne przewężenie Z w temperaturze 550°C jest wyższeod minimalnej wartości 20%. Natomiast skłonność stali po długotrwałej eksploatacji jestpodwyższona: przewężenie Z w temperaturze 550°C wynosi 13% i jest niższe od wyma-ganego, ale wyższe od krytycznej wartości 5% oznaczającej zupełny brak odporności napękanie wyżarzeniowe. Skłonność do pękania wyżarzeniowego wgNakamury, określonaparametrem AG=Cr+3,3Mo+8,lV-2=2,79% wskazuje, że wartość parametru AG jestwiększa od 0, co potwierdza skłonności stali 13HMF do pękania wyżarzeniowego

8) Odporność na zmęczenie cieplne stali 13HMF wzrasta ze wzrostem czasu eksploatacjistali. Badania wykazują, że długotrwała eksploatacja powoduje wyraźny spadek własnościwytrzymałościowych w stosunku do materiału w stanie wyjściowym. Badania zmęczeniacieplnego stali 13HMF wykazują, że trwałość zmęczeniowa wyrażona liczbą cykli dozniszczenia Nf jest wyraźnie wyższa dla materiału po długotrwałej eksploatacji. Jest tospowodowane prawdopodobnie procesem intensywnego umocnienia stali w pierwszychcyklach procesu cieplnego (zgodnie z teorią Coffina-Mansona). Uzyskane wyniki badańsą zbieżne z wynikami uzyskanymi dla stali 13HMF przez Okrajniego i Cieślę [7].

9) Przyspieszone próby pełzania przeprowadzone w zakresie temperatur 600-680°C przynaprężeniu roboczym 100 i 150 MPa wykazały, że stal po długotrwałej eksploatacji wy-kazuje o około 25% niższą wytrzymałość czasową od materiału w stanie wyjściowym.Uzyskane wyniki należy traktować orientacyjnie, ponieważ rzeczywistą wytrzymałośćczasową dla poziomu 100 000 godzin można uzyskać prowadząc badania pełzania w tem-peraturach pracy stali 13HMF.

10) Analiza wykresu CTPc-S oraz nomogramów ujmujących zależność energii liniowej spa-wania, temperatury wstępnego podgrzania, grubości rury i rodzaju złącza spawanego po-zwala na stwierdzenie, że przy spawaniu ręcznym elektrodami otulonymi należy stosowaćpodgrzewanie wstępne do temperatury To=200°C, niską energię liniową spawania wyno-szącą około 17 kJ/cm oraz proste ściegi. W celu obniżenia stanu naprężeń w złączu spa-wanym i zmniejszenia niebezpieczeństwa powstania pęknięć wyżarzeniowych podczasobróbki cieplnej należy bezwzględnie usunąć lico spoiny metodą szlifowania ręcznego.

124

Tablica 6. Wpływ cyklu cieplnego spawania i obróbki cieplnej po spawaniu na strukturęsymulowanej SWC

Strukturamateriału

wyjściowego

Struktura SWCpo symulacji cyklem cieplnym

, tg/5=12 sek

Struktura SWC po obróbce cieplnej(wyżarzaniu odprężającym)

w temperaturze:

725°C => MX.M:

WĘGLIKIMXM2C

MARTENZYT+BATNTT+ WĘGLIKI M X C Y

FERRYT

BAINIT

11) Badania wykazały, że po spawaniu stali 13HMF po długotrwałej eksploatacji należyprowadzić obróbkę cieplną w temperaturze 680-690°C przez 2 godziny. Złącza te wyka-zują zadawalające własności mechaniczne i plastyczne.

12) Obróbkę cieplną złączy spawanych rur ze stali 13HMF należy przeprowadzać zgodnie zcyklem podanym na rysunku 2. Zaleca się stosowanie wyżarzanie pośredniego po spawa-niu w temperaturze 490+10°C oraz nie stosowanie przerwy pomiędzy spawaniem i obrób-ką cieplną.

13) Wykonanie spawanych połączeń rurowych ze stali 13HMF po długotrwałej eksploatacjinależy prowadzić zgodnie z instrukcjami technologicznymi spawania WPS opracowany-mi każdorazowo dla konkretnego stanu wyeksploatowania materiału.

Literatura:1. Zeman M. Badanie właściwości połączeń spawanych ze stali 13HMF po długotrwałej

eksploatacji (powyżej 100 000 godzin). Praca badawcza Instytutu Spawalnictwa nr Ad-24/2001.

2. Miliński P. Dobrzański J. Własności sali typu Cr-Mo po długotrwałej eksploatacji. IVKonferencja „Stale dla energetyki" Opole 1994.

3. Dobrzański J , Miliński P.: Ocena stopnia degradacji własności wytrzymałościowych ma-teriału po długotrwałej eksploatacji przy temperaturach podwyższonych. SprawozdanieIMŻ nr 2717/MJ/A i B/82/1999.

4. Hernas A.: Kompleksowe badania diagnostyczne jako podstawa modernizacji i przedłu-żenia czasu bezpiecznej eksploatacji elementów kotła energetycznego. Seminarium IEA

125

„Badania materiałowe na potrzeby elektrowni i sieci elektroenergetycznych" Otwock-Swierk,VI/1995.

5. Nowak W.: Charakterystyka stali 13HMF jako tworzywa do budowy kotłów i elementówturbin. IV Konferencja Energetyków „Spawanie w energetyce; technologia, urządzenia,badania". Opole IX/1994.

6. Łomozik M : Wpływ wielokrotnego cyklu cieplnego spawania na własności złączy spa-wanych ze stali do pracy w podwyższonych temperaturach. Praca doktorska. PolitechnikaŚląska, 1998r.

7. Cieśla M., Nowak W., Okrajni J.: Ocena stanu materiałów energetycznych po wieloletnimokresie eksploatacji. Konf. „Problemy i innowacje w remontach energetycznych" LądekZdrój, XI2001.

8. Zeman M.: Analiza stanu zagadnienia i ukierunkowanie dalszych badań wraz z praktycz-nymi przykładami zastosowań metod matematycznych w analizowanym zakresie. Pracabadawcza Instytutu Spawalnictwa nr C-31.3.4,1987.

9. Mikuła J.: Analityczne metody oceny spawalności stali. Zeszyty naukowe PolitechnikiKrakowskiej ,>techanika" nr 85,2001.

10. Brózda J., Pilarczyk J., Zeman M : Spawalnicze wykresy przemian austenitu CTPc-S.Wydawnictwo Śląsk 1983.

126