[Tisk]  [Poslat e-mailem]  [Hledat v článcích]
Vztah mezi strukturou, vlastnostmi a provozní spolehlivostí kotlových ocelí
Datum: 4.9.2006
Autor: Zdeněk Kuboň, Šárka Stejskalová - VÍTKOVICE-Výzkum a vývoj, spol. s r.o., Ostrava
Současné tendence technologie výroby trubek, inspirované především nově koncipovaným standardem EN 10 216, motivují výrobce k dodávkám trubek vyráběných z nízkolegovaných žárupevných ocelí a určených pro energetická a chemická zařízení pracující v oblasti převládající creepové deformace ve stavu po normalizačním válcování. Jedná se o doválcování v oblasti teplot, které jsou posunuty k o zhruba 30°C nižším teplotám než bylo původně doporučené a obvykle používané rozmezí teplot normalizačního žíhání. Při doválcování v blízkosti spodní hranice tohoto rozšířeného teplotního rozmezí a zejména pak v případě jeho podkročení může tento postup výroby mít za následek zcela nevyhovující úroveň dlouhodobé žárupevnosti, která souvisí s výrazně jemnozrnnou mikrostrukturou, strukturní heterogenitou a vznikem hrubých precipitátů (omezujících rozsah precipitačního zpevnění, příp. i zpevnění matrice legujícími prvky) již během válcování.

1 Vlastnosti žárupevných trubek dodaných dle ČSN EN 10 216

K negativnímu ovlivnění dlouhodobých žárupevných vlastností trubek dochází při použití technologie normalizačního válcování v případě (v praxi velmi snadného) podkročení teploty doválcování. Trubky s teplotou doválcování pod 900°C se potom vyznačují

        výrazně heterogenní a zpravidla také extrémně jemnozrnnou strukturou, která neodpovídá doporučenému (a nepochybně i žádoucímu) stavu po normalizačním žíhání

        vyšší mezí kluzu za normální teploty a také při zvýšených teplotách, dosahujících až dvojnásobku minimální garantované hodnoty

        neobvykle vysokými hodnotami poměru meze kluzu a meze pevnosti, který je dán vysokou hodnotou meze kluzu. Trubky tak vykazují velmi dobré krátkodobé mechanické vlastnosti, přičemž jejich mez pevnosti při tečení klesá

        odlišnou formou precipitačního zpevnění i zpevnění tuhého roztoku, hlavně pak vyvázání vanadu u Cr-V a Cr-Mo-V ocelí do hrubých karbidických částic, precipitujících a hrubnoucích již v austenitické matrici zejména ve fázi dotváření trubek

        výrazným rozšířením creepové oblasti, tj. průsečíku teplotní závislosti meze kluzu a meze pevnosti při tečení, k nižším teplotám, a to nejméně do teplotního rozmezí 350 až 400°C i při creepové životnosti kratší než 104h.

Výrazně jemnozrnná mikrostruktura, která rozhodně není pro nízkolegované žárupevné oceli typická, vede k významnému poklesu žárupevnosti. S klesající velikostí zrna totiž vzrůstá možnost efektivního uplatnění hranic zrn při plastické deformaci a creepovém porušování trubek, a to jak mechanismem Cobleova difuzního creepu, tak i pokluzů po hranicích zrn, kontrolovaných difuzí podél dislokací a hranic zrn [1-3]. V obou případech můžeme při creepu nízkolegovaných žárupevných ocelí predikovat poměrně výraznou citlivost creepové životnosti (doby do lomu tr) na střední velikost feritického zrna [4]

a tedy počítat se zjevným trendem k poklesu žárupevnosti, provázejícím zjemnění zrna kotlových trubek ve stavu dodaném od výrobce.

Rozhodující vliv na dosahování vysoké meze pevnosti při tečení nízkolegovaných CrMoV ocelí má precipitační zpevnění oceli částicemi karbidu M4C3 vyloučenými ve formě jemného disperzního precipitátu, který účinně omezuje pohyblivost dislokací jak při normální teplotě, tak i v oblasti creepové deformace. V případě podkročení teploty doválcování dochází během závěrečných tvářecích operací k vyloučení hrubých částic karbidů na hranicích zrn a tyto částice dalším zpracováním (popouštěním) již mohou pouze hrubnout a tak spíše eliminují než aby posilovaly svůj příspěvek k precipitačnímu zpevnění. Přitom není rozhodující, zda se jedná o karbidy molybdenu jako např. u oceli 15Mo3 nebo o karbidy vanadu v případě oceli 15 128. V případě oceli 15 128 došlo i k další změně oproti předchozím standardům, a to ke snížení maximálního obsahu vanadu z 0.32% (DIN 17 175), resp. 0.35% (ČSN 415128) na 0.28%. Jelikož bylo dokázáno, že žárupevnost nízkolegovaných CrMoV ocelí závisí i na poměru V/C a hodnoty mezí kluzu ve výchozím stavu po finálním tepelném zpracování, vytváří se s přechodem používání materiálů vyrobených podle EN předpoklad k nepříznivému ovlivnění dlouhodobých žárupevných vlastností již přímo ve výrobním cyklu.

Za této situace může v extrémních případech nepochybně dojít k výraznému (a předčasnému) natečení kotlových trubek, završenému creepovým lomem typickým pro creepové namáhání vnitřním přetlakem, a to i při teplotách stěny pod 400°C a dobách provozní expozice do 104h.

2 Praktické příklady předčasného dožití trubek creepovým lomem provozovaných v typicky podcreepové oblasti

2.1 Trubky šotového přehřívače z oceli 15 Mo3

V prvním případě se jedná o trubky šotového přehřívače na výstupní straně ekonomizéru u regeneračního kotle o výkonu 175 t páry/hod. Trubky byly vyrobeny z materiálu 15 Mo3 podle DIN 17 175/III o původních rozměrech ø31.8 x 3.2 mm. U těchto trubek došlo k jejich perforačnímu poškození v axiálním směru a trubka se po 12 000 hodinách provozu při projektované provozní teplotě do 330°C a tlaku 9.7 MPa vlivem tlaku média úplně rozevřela – viz obr. 1. U dalšího dodaného vzorku bylo patrné značné natečení trubek po obou stranách obvodového svarového spoje, zatímco paradoxně samotný svarový spoj je ovlivněn nejméně (obr. 2).

Obr. 1. Část stěny trubky s podélnou trhlinou

Obr. 2. Creepová deformace (natečení) stěny trubky se svarovým spojem

Mechanické vlastnosti materiálu trubek sice formálně vyhovovaly požadavkům dle standardu DIN 17 175, mez kluzu však dosahovala téměř dvojnásobku minimální zaručované úrovně při obou zkušebních teplotách (20 a 350°C), a to bez ohledu na skutečnost, že horní hranice přípustného rozmezí meze pevnosti za normální teploty nebyla překročena. Poměr hodnot meze kluzu a meze pevnosti byl nezvykle vysoký a pohyboval se v intervalu 0.85 až 0.88, třebaže poměr standardizovaných (a také obvykle dosahovaných) hodnot mezí kluzu a pevnosti oceli 15Mo3 ve stavu po předepsaném normalizačním žíhání je výrazně nižší a činí pouze 0.6.

Mikrostrukturní šetření odhalilo jemnozrnnou feriticko–perlitickou strukturu s výraznou heterogenitou vyznačující se

  • oblastmi s rozdílnou velikostí zrna (obr. 3)
  • nerovnoměrným výskytem bloků zjevně sferoidizovaného perlitu (obr. 4)
  • oblastmi nerekrystalizované struktury po provedeném tváření za tepla.

Obr. 3. Příklad mikrostruktury základního materiálu natečené trubky (zv.200x)

Obr. 4. Detail mikrostruktury základního materiálu natečené trubky (zv.1000x)

Perforační poškození trubky mělo jednoznačně creepový charakter, o čemž svědčí četný výskyt kavit v celém objemu pozorovaného vzorku. Byla pozorována kavitace v různých stupních vývoje – od drobných dutinek až po kavity spojené do mikrotrhlin (obr.5).

Obr. 5. Výskyt kavit v bezprostřední blízkosti trhliny (zv.200x)

Předmětné trubky byly sice během provozní expozice krátkodobě zahřáté na maximální teplotu 580°C (asi po dobu tří dnů), avšak z rozboru provozních parametrů trubkového systému kotle a za předpokladu, že dominantním zatížením trubek je vnitřní přetlak páry, vyvozující střední tangenciální napětí ve stěně trubky zhruba 40MPa, a provozní teplota páry je v této oblasti teplosměnné trubky do 380°C můžeme po příslušné teplotní extrapolaci odhadnout teplotu pro vyčerpání creepové životnosti hodnocených trubek za 102h v rozmezí 640 až 680°C, zatímco době do lomu 100 hodin odpovídá při teplotě 580°C napětí na úrovni 120–140 MPa. Na základě uvedených skutečností můžeme konstatovat, že toto přehřátí nemohlo být jedinou příčinou výrazného natečení s typickými znaky creepového lomu těchto trubek.

2.2 Kotlové trubky jakosti 15 110

Druhým vybraným případem předčasného dožití jsou kotlové trubky teplosměnných ploch přehříváku páry a ekonomizéru. Trubky jakosti 15 110.5 s jmenovitými rozměry ø31.8 x 4 mm byly dodány podle ČSN 41 5110. Provozní teplota trubek se pohybovala v rozmezí 320 až 380°C, výpočtová teplota stěny max. 430°C a jmenovitý přetlak páry 10.8 MPa. K předčasnému porušení trubek došlo po 350 hodinách provozní expozice u trubky přehříváku páry a zhruba po 10 000 hodinách v případě trubky ekonomizéru.

Mechanické vlastnosti trubek opět vyhovovaly požadavkům normy ČSN 41 5110 pro stav 15 110.5, přičemž naměřené hodnoty meze kluzu dosahují téměř dvojnásobku minimální standardizované hodnoty a mez pevnosti v tahu se pohybuje v horní polovině požadovaného rozmezí. Hodnota poměru meze kluzu a meze pevnosti je také vysoká a pohybuje se od 0.79 do 0.90.

Z metalografického hlediska je pro hodnocené trubky charakteristická extrémně jemnozrnná a výrazně anizotropní mikrostruktura, odpovídající s největší pravděpodobností tváření za tepla s doválcováním pod rekrystalizační teplotou.

V průběhu tohoto procesu došlo k intenzivní precipitaci a posléze i hrubnutí částic karbidu vanadu M4C3, příp. také cementitu M3C v austenitu a následkem toho (díky poklesu obsahu uhlíku v tuhém roztoku) i k výraznému potlačení eutektoidní transformace austenitu, což je patrné zejména u trubky přehříváku páry s životností 350 hodin (obr. 6).

Obr. 6. Mikrostruktura přehřívákové trubky s životností 350 h (zv.750x)

Převládající vazba vanadu v dobře patrných hrubých karbidických částicích je prvořadou příčinou poklesu precipitačního zpevnění oceli, neboť při následném popouštění trubek již nemohly být vytvořeny podmínky pro žádoucí vyloučení jemně disperzní frakce karbidu M4C3. S přihlédnutím k obecně známým mechanismům zpevnění nízkolegovaných žárupevných ocelí, precipitačně zpevněných částicemi karbidu vanadu, lze popsané mikrostrukturní charakteristiky obou uvedených kotlových trubek považovat z hlediska dosažitelné úrovně dlouhodobé žárupevnosti za zcela nevyhovující.

2.3 Trubky z oceli 15 229

V tomto případě se jednalo o trubku ø44.5x4 mm, ve stavu dodaném výrobcem, tj. bez provozní expozice. Z výsledků hodnocení základních vlastností bylo zřejmé, že chemické složení bylo v souladu se směrným chemickým složením jakosti 15 229.5 podle VN 41 5229,

mechanické vlastnosti trubky lze opět charakterizovat velmi vysokou hodnotou meze kluzu i meze pevnosti za laboratorní i zvýšené teploty. Těmto vysokým pevnostem odpovídají také vysoké hodnoty poměru meze kluzu a meze pevnosti (nad 0.80),

mikrostruktura byla tvořena popuštěným bainitem a vyznačovala se výraznou nerovnoměrností velikosti původního austenitického zrna. Informativně byla odhadnuta velikost původního austenitického zrna u hrubozrnné struktury maximálně na G4 a u jemnozrnné struktury na G9,

hodnoty lomové tažnosti a kontrakce creepových zkoušek jsou typicky velmi nízké a stěží dosahují 5%. Metalografický rozbor creepové zkoušky s parametry 575°C/160 MPa/3609 hod. odhalil rozsáhlé kavitační poškození zasahující celé tělo hodnocené creepové zkoušky. Kavity, propojující se do mikrotrhlinek jak ve středu těla zkoušky, tak i vycházející z jeho povrchu – obr. 7.

Obr. 7. Mikrotrhliny šířící se z povrchu těla creepové zkoušky (zv.180x)

3 Shrnutí poznatků z analýz vlastností trubek s atypickou mikrostrukturou

Výrazným společným rysem jak obou hodnocených případů předčasného dožití trubek tlakového systému kotle, tak i dosud neexponovaného materiálu, je nevyhovující buď extrémně jemnozrnná nebo alespoň silně anizotropní mikrostruktura, která je důsledkem nezvládnutí technologie výroby trubek včetně režimu finálního tepelného zpracování. Potvrzením této skutečnosti jsou výsledky šetření získané na referenčních vzorcích, které byly odebrány z neotápěných částí kotle a které lze tedy považovat za neovlivněné provozem, případně které byly tepelně přepracovány normalizačním žíháním a popouštěním. U těchto referenčních vzorků byly stanoveny mechanické vlastnosti a analyzována mikrostruktura jednak ve stavu dodaném a také ve stavu po tepelném přepracování režimem zahrnujícím normalizační žíhání popř. i popouštění. V obou případech ocelí 15 Mo 3 i 15 110 došlo po tepelném zpracování ke kvalitativním změnám mikrostruktury (obr. 8 a obr. 9).

Obr. 8. Mikrostruktura vzorku trubky jakosti 15Mo3 ve stavu dodaném (zv.500x)

Obr. 9. Mikrostruktura referenčního vzorku trubky jakosti 15Mo3 po normalizačním žíhání 910°C/1h/vzduch (zv.500x)

Mikrostruktura normalizovaného vzorku byla feriticko-perlitická, tvořená polygonálním perlitem a prokazatelně hrubším feritickým zrnem. Změna režimu tepelného zpracování se kromě mikrostruktury a velikosti zrna projevila i v odlišné formě precipitačního zpevnění a tím i poklesem meze kluzu při udržení hodnoty meze pevnosti. Díky tomu se snížila hodnota poměru meze kluzu a pevnosti, která se dostala do běžného intervalu od 0.67 do 0.71. Uvedené zjištění souvisí se skutečností, že ve stavu po normalizačním žíhání a popouštění je pokles pevnostních vlastností následkem zhrubnutí feritického zrna nepochybně efektivně kompenzován vzrůstem precipitačního zpevnění díky zvýšení obsahu molybdenu (vanadu), který je k dispozici pro vznik jemně dispergovaných částic sekundárních fází (karbidů), precipitujících zejména v průběhu popouštění.

Další pro praxi velmi významnou skutečností je, že pozorované změny mikrostruktury neovlivnily úroveň tvrdosti, vyhodnocenou u vzorků trubek jakosti 15 110, což souvisí s tím, že tvrdost je dána mezí pevnosti v tahu, jejíž hodnota se po tepelném přepracování udržela na přibližně stejné úrovni. Toto zjištění tak mimo jiné zpochybňuje možnost hodnocení stavu materiálu pouze měřením tvrdosti.

V případě oceli 15 229, jejíž dlouhodobé creepové charakteristiky jsou předmětem dalšího sledování, můžeme konstatovat, že trubka vykazuje mírně vyšší hodnoty meze kluzu i meze pevnosti, kterým odpovídají vyšší (ale ne neobvykle vysoké!) hodnoty poměru meze kluzu a meze pevnosti (nad 0.80). Konkrétně mez kluzu je v důsledku intenzivního precipitačního zpevnění zpravidla vysoká, obvyklé poměry meze kluzu a meze pevnosti se pohybují na úrovni až okolo 0.80 [5, 6]. I tyto tavby, za předpokladu, že byly dobře tepelně zpracované a mají odpovídající mikrostrukturu s optimálním rozložením precipitátů, však plně vyhovují požadavkům na žárupevnost,

mikrostruktura trubky naopak neodpovídá obvykle pozorované struktuře. Neobvyklá je zejména nerovnoměrnost velikosti zrna původního austenitu, která se pohybuje od G9 do G4. Toto je jasným signálem, že příčiny očekávaného poklesu meze pevnosti při tečení vůči odhadům i střední hodnotě je nutno hledat právě v mikrostruktuře. Koexistence oblastí s hrubozrnnou původní austenitickou strukturou a tedy hrubým bainitem a naopak jemnozrnnější strukturou má za následek nerovnoměrné rozložení deformace, což v konečném důsledku vede k poklesu žárupevnosti, lomové plasticity i masivnímu vývinu kavitace, která je navíc velmi nehomogenně rozložena. O tom, co bylo příčinou vzniku takto nehomogenní struktury je možné pouze spekulovat. Nerovnoměrná struktura s velkým rozdílem ve velikosti austenitického zrna však může být běžně důsledkem tváření, zejména v teplotní oblasti se sníženou schopností dynamické rekrystalizace. Výslednou strukturou pak jsou oblasti s rekrystalizovaným austenitem a oblasti nerekrystalizované s velkou uloženou deformační energií, ze které posléze vzniká jemnozrnnější struktura. Takto nerovnoměrnou mikrostrukturu lze reaustenitizací za podmínek platných pro ocel 15 229 do značné míry upravit [7].

4 Závěr

Provozní spolehlivost a zaručená projektová životnost dílů a součástí parních kotlů, které jsou zpravidla klíčové z hlediska bezpečnosti i ekonomiky, nemůže být jednoznačně zajištěna pouze proto, že materiál, ze kterého jsou tyto díly vyrobeny, po formální stránce odpovídá požadavkům příslušných standardů. Výše uvedené příklady potvrzují, že pouhé vyhovění požadavku na koncentraci základních legujících prvků, mechanické vlastnosti a rozměrové tolerance, což je předmětem přejímky, není samo o sobě schopné garantovat bezporuchovou službu výrobku v náročných podmínkách energetických kotlů, a to ani v případě, kdy leží projektové parametry od oblastí s převládajícím creepovým zatížením.

Výsledky, získané na několika tavbách různých kotlových ocelí, ukázaly, že mimo formální splnění požadavků materiálových norem je nutné, aby byl materiál v optimálním stavu také po strukturní stránce. Naše dosavadní zkušenosti tak směřují k formulaci několika doplňkových požadavků, které zaručí, že dodávaná ocel se nebude apriori nacházet ve strukturně nepříznivém stavu, který nedokáže garantovat požadovanou životnost a provozní spolehlivost.

Tyto požadavky lze shrnout následovně:

  • garance chemického složení s přihlédnutím i k obsahu doprovodných a stopových prvků (S, P, Sn, As, Sb),
  • garance základních mechanických, plastických a křehkolomových vlastností,
  • příznivý poměr meze kluzu k mezi pevnosti; tento poměr se může lišit u jednotlivých značek ocelí v závislosti na charakteru a rozsahu zpevnění, typicky je vyšší u Cr-Mo-V ocelí, avšak v případě, že přesáhne hodnotu 0.80, je to signál, že mikrostruktura takovéto oceli nemusí být optimální,
  • homogenní mikrostruktura a absence jasně identifikovatelných oblastí s výrazně odlišnou mikrostrukturou,
  • rovnoměrná velikost zrna: z hlediska maximalizace creepové odolnosti je optimální hrubší zrno, požadavky na odolnost proti křehkému lomu naopak preferují jemnozrnnou strukturu; nepřípustné jsou ovšem struktury s velkými rozdíly ve velikosti zrn.

Literatura

[1] Walser, B., Sherby, O. D.: Scripta Metallurgica, 16, 1981, s. 213

[2] Čadek, J.: Creep kovových materiálů, Acadamia Praha, 1984

[3] Mukerjee, A. K., Bird, J. E., Dorn, J. E.: Trans. ASM, 62, 1969, s. 155

[4] Sobotka, J.: Posouzení metalurgické kvality teplosměnných trubek z kotlů K1 a K5 (EOP), závěrečná zpráva Z-5/2004, VÍTKOVICE–Výzkum a vývoj, spol. s r.o., 2004

[5] Sobotka, J.: nepublikované výsledky

[6] Prnka, T., Sobotka, J.: Nová nízkolegovaná žárupevná CrMoV ocel 15 229, Hutnické aktuality, Ročník 13, č. 10, 1972, s. 321

[7] Stejskalová, Š., Kuboň, Z.: Materiálová šetření navazující na řešení úkolu „Stanovení vzniku netěsnosti ve výstupní části mezipřehříváku koltle K11 v Elektrárně Mělník“, technická zpráva T-20/2005, VÍTKOVICE-Výzkum a vývoj, spol. s r.o., Ostrava, 2005



 Hodnocení
Zhodnoťte, jak se Vám článek líbil (1 = výborný ... 5 = špatný)
 
průměrné hodnocení: 1,1 (počet známek: 10) 

Diskuze ke článku
V diskuzi není žádný příspěvek
Přihlášení/odhlášení odběru příspěvků e-mailem:
váš e-mail:

Podmínky užívání portálu TLAKinfo.
Připomínky, náměty a dotazy - redakce portálu.
© Copyright DEKRA CZ, a.s. 2005-2019, všechna práva vyhrazena.