Wpływ długotrwałej eksploatacji na charakterystyki mechaniczne stali X20CrMoV12.1 stosowanej na komory przegrzewacza pary

Marek Cieśla, Grzegorz Junak Wpływ długotrwałej eksploatacji na charakterystyki mechaniczne stali X20CrMoV12.1 stosowanej na komory przegrzewacza pary Wprowadzenie Poprawa wskaźników techniczno-ekonomicznych bloku energetycznego jest związana z uzyskaniem większej sprawności oraz niezawodności poszczególnych jego urządzeń. Nieprzewidziane postoje elektrowni wiążą się ze stratami finansowymi, dlatego aby ograniczyć ryzyko występowania awarii oraz zapewnić ciągłość pracy, powinno się między innymi zapewnić kontrolę stanu materiału krytycznych elementów systemu energetycznego, szczególnie tych, które przekroczyły tzw. obliczeniowy czas pracy. Obecnie pomimo wielu opracowań dotyczących oceny trwałości instalacji energetycznych w dalszym ciągu nie przyjęto w kraju jednoznacznej metodyki oceny stanu technicznego urządzeń oraz procedur prognozowania dalszej bezpiecznej ich eksploatacji. Brak jest również odpowiedniej dla tego typu zagadnień bazy danych materiałowych, obejmującej charakterystyki zmęczeniowe oraz odporność na pękanie materiałów. Z tych względów w dalszym ciągu istnieje potrzeba gromadzenia wyników badań materiałowych w celu opracowania ogólnych podstaw i powszechnie akceptowanych procedur prognozowania trwałości komór, jak również grup obiektów o podobnych warunkach użytkowania. Jest to szczególnie istotne, ponieważ warunki te decydują o mechanizmach niszczenia w tym pękania, a więc od nich zależą kryteria, które powinny być stosowane do oceny stanu technicznego danego elementu lub urządzenia. Elementy krytyczne kotła ze względu na pracę w warunkach wysokiej temperatury i ciśnienia są narażone na wcześniejsze zużycie niż pozostałe. Ze względu na temperaturę pracy dzieli się je na pracujące powyżej oraz poniżej temperatury granicznej. W grupie urządzeń pracujących powyżej temperatury granicznej, oprócz rurociągów parowych oraz korpusów turbin, znajdują się również komory przegrzewacza pary. Podczas rozruchu i odstawiania bloku energetycznego w urządzeniach energetycznych może dochodzić do przeciążeń, w wyniku których ich elementy są narażone na powstawanie odkształceń plastycznych na skutek wielokrotnych zmian obciążeń oraz temperatury. Obiektem charakterystycznym jest komora przegrzewacza pary. W tym przypadku głównymi inicjatorami zniszczeń są zjawiska zmęczenia cieplno-mechanicznego. Pękanie wywołane zmęczeniem cieplno-mechanicznym ma najczęściej charakter powierzchniowy, obejmujący zazwyczaj obszary spiętrzania naprężeń (rys. 1 i 2). Do zniszczenia materiału prowadzą wielokrotne cykliczne zmiany obciążeń i temperatury. Można przyjąć, że jeżeli w każdym cyklu przekraczana jest granica plastyczności, to po pewnej określonej liczbie cykli oddziaływań nastąpi zniszczenie elementu. Jest to zmęczenie materiału o charakterze niskocyklowym [1 6]. Zmęczenie cieplno-mechaniczne materiałów konstrukcyjnych stosowanych w energetyce zachodzi zazwyczaj w powiązaniu z innymi procesami niszczenia. W przypadku komór przegrzewacza pary, ze względu na pracę powyżej temperatury granicznej, mogą to Dr hab. inż. Marek Cieśla (marek.ciesla@polsl.pl), dr inż. Grzegorz Junak Katedra Technologii Materiałów, Wydział Inżynierii Materiałowej i Metalurgii, Politechnika Śląska być zmiany struktury materiałów wywołane długotrwałym oddziaływaniem podwyższonej temperatury czy też procesy erozji i korozji spowodowane agresywnym i chemicznym oddziaływaniem środowiska, a także pełzanie materiału (rys. 3, 4) [7 11]. W warunkach pełzania w przypadku gdy występują naprężenia bliskie i większe od granicy plastyczności, można zauważyć zmiany cech geometrycznych, takich jak zniekształcenie otworów (rys. 3). Procesy pękania elementów grubościennych eksploatowanych w energetyce mogą przebiegać od łagodnie plastycznego do gwałtownie kruchego lub od powolnego do szybkiego zmęczeniowego. Przewidzenie typu pęknięcia jest pomocne podczas doboru metod obliczeniowych. O rodzaju pękania decydują czynniki materiałowe oraz czynniki niezwiązane z materiałem ani z technologią wytwarzania, z których najważniejsze to: stan naprężeń, temperatura, prędkość odkształcenia i cechy geometryczne elementu (kształt, wymiary) [12 18]. Wysokowytrzymałe materiały metalowe wykazują na ogół małą zdolność do odkształceń plastycznych, ograniczoną odporność na dynamiczne działanie obciążeń oraz skłonność do pękania. Kruche pękanie elementów energetycznych może wystąpić w czasie rozruchu obiektu ze stanu zimnego. Ryzyko wystąpienia tego zjawiska zwiększa się, gdy temperatura progu kruchości materiału jest wyższa od temperatury pracy. Dlatego dla bezpiecznej eksploatacji ważna jest ciągliwość i znajomość temperatury przejścia w stan kruchy materiału eksploatowanego. W przypadkach gdy kruche pękanie może spowodować poważne awarie zagrażające życiu pracowników lub przynoszące znaczne straty materialne, do oceny przydatności technicznej obiektu nie zawsze wystarczają powszechnie stosowane metody badań, tj. statyczne próby rozciągania czy badania udarności. Klasyczne próby wytrzymałościowe użyte podczas badania metali stosowanych na elementy grubościenne w energetyce, które cechuje duża wytrzymałość oraz mała ciągliwość, często zawodzą. Wobec tego coraz większe znaczenie mają badania wywodzące się z mechaniki pękania. Umożliwiają one określenie trzech wielkości, które są stałymi materiałowymi charakteryzującymi odporność materiału na pękanie. Są to: krytyczny współczynnik intensywności naprężeń K Ic, krytyczne rozwarcie dna szczeliny δ c oraz krytyczna wartość całki J J c [12, 13, 19 22]. Tok postępowania przy wyznaczaniu tych wielkości jest ujęty w normach [23, 24]. W pracy porównano podstawowe właściwości mechaniczne (R m, R 0,2, A 5, Z) próbek ze stali X20CrMoV12.1 po długotrwałej eksploatacji (wykonanych z materiału pobranego z komory przegrzewacza pary) z materiałem w stanie wyjściowym. Wyznaczono próg kruchości badanych materiałów i ich odporności na kruche pękanie (δ u ). Przeprowadzono próby zmęczenia niskocyklowego oraz próby zmęczenia cieplno-mechanicznego materiału komory w stanie wyjściowym i po długotrwałej eksploatacji, które w pracy były traktowane jako badania symulujące procesy zniszczenia, zachodzące w warunkach rzeczywistych obiektu. Dane na temat charakterystyk zmęczenia niskocyklowego i cieplno-mechanicznego są w wielu przypadkach równie istotne w projektowaniu i ocenie trwałości elementów urządzeń, jak podstawowe właściwości mechaniczne, czasowa wytrzymałość na pełzanie, odporność na pękanie oraz żaroodporność materiałów. 908 INŻYNIERIA MATERIAŁOWA ROK XXXII

Rys. 1. Rozkłady naprężenia zastępczego w ściance komory przegrzewacza pary wywołanych szokiem cieplnym w wybranych czasach rozruchu kotła: t 1 = 3, t 2 = 7, t 3 = 15 minuta [1] Fig. 1. Reduced stress distributions in the steam superheater chamber wall induced by thermal shock at selected times of boiler start-up: t 1 = 3 rd, t 2 = 7 th, t 3 = 15 th minute [1] A A Rys. 2. Pęknięcia w obszarze międzyotworowym komory przegrzewacza pary wywołane udarem cieplnym Fig. 2. Cracks in the area between holes of the steam superheater chamber induced by heat shock Rys. 3. Pęknięcia osiowe i odkształcenie otworu wężownicy na skutek pełzania Fig. 3. Axial cracks and deformation of the coil hole resulting from creep Zakres przeprowadzonych badań i uzyskane wyniki mogą stanowić podstawę do opracowania metodyki postępowania przy ocenie trwałości resztkowej obiektów eksploatowanych w warunkach obciążeń cieplnych i mechanicznych Uzyskane charakterystyki mechaniczne stali X20CrMoV12.1 można także wykorzystać w obliczeniach konstrukcyjnych uwzględniających złożone procesy niszczenia komór przegrzewacza pary. Obiekt badań Obiekt badań stanowiła komora przegrzewacza wylotowego pary P3 (rys. 5) wykonana ze stali X20CrMoV12.1. Eksploatacja komory kotła BB-1150 o mocy 360 MW trwała ok. 142 tys. godzin przy parametrach pary: T = 550 C, p = 21 MPa. Badania mikrostruktury i właściwości mechanicznych Obserwacje mikrostruktury materiału komory przegrzewacza pary przeprowadzono z wykorzystaniem mikroskopu skaningowego. Stwierdzono charakterystyczną dla stali X20CrMoV12.1 mikrostrukturę martenzytu odpuszczonego o budowie listwowej, bez znaczących różnic w zależności od stanu materiału (rys. 7). Rys. 4. Umiejscowienie i charakter uszkodzeń powstałych wskutek wyczerpania wytrzymałości czasowej Fig. 4. Location and nature of damage resulting from time-dependent strength exhaustion Przeprowadzono statyczną próbę rozciągania w temperaturze pokojowej, na podstawie której określono podstawowe właściwości wytrzymałościowe i plastyczne (R m, R 0,2, A 5, Z) stali X20CrMoV12.1. Własności mechaniczne stali po eksploatacji, w tym także twardość HV30, nie różniły się znacząco od uzyskanych dla materiału w stanie wyjściowym (tab. 1). NR 6/2011 INŻYNIERIA MATERIAŁOWA 909

zawieszenie stałosiłowe 4272 2848 4272 2136 zawieszenie stałosiłowe a) R1200 2136 4272 2848 4272 27600 Rys. 5. Schemat obiektu badań z uwzględnieniem rozstawu zawieszeń Fig. 5. Diagram of the investigated object with taking into account the spacing of suspensions Rys. 6. Fragment komory przegrzewacza pary przeznaczony do badań materiałowych Fig. 6. Steam superheater chamber fragment intended for material testing b) Udarność materiału komory w stanie wyjściowym i po eksploatacji wyznaczono w próbie udarowego zginania próbek ISO Charpy V. Określono wpływ eksploatacji na próg kruchości materiałów (rys. 8). Materiał po eksploatacji w porównaniu z materiałem wyjściowym wykazał wzrost kruchości przejawiający się przesunięciem progu kruchości z temperatury 40 C w stanie wyjściowym do ok. 10 C po długotrwałej eksploatacji. Obserwacje morfologii przełomów po próbie udarowego zginania wykazały zróżnicowany charakter ich pękania (rys. 9). W przypadku materiału po eksploatacji obserwowano pękanie kruche międzykrystaliczne, natomiast w przypadku materiału wyjściowego stwierdzono duży udział złomu ciągliwego. Zróżnicowanie cech geometrii przełomu opisano parametrem Db, charakteryzującym właściwości plastyczne materiału w warunkach udarowego zginania (rys. 9). Dla materiału wyjściowego Db = 2,6 mm, natomiast dla materiału po eksploatacji Db = 0,8 mm. Badania odporności na kruche pękanie Metody badania wywodzące się z mechaniki pękania zastosowano do wyznaczenia wielkości charakteryzującej odporność materiału komory na pękanie. Próbę odporności na kruche pękanie przeprowadzono na maszynie MTS zgodnie z normą BS7448, Part 1:1991. Stosowano próbki do trójpunktowego zginania wykonane zgodnie z rysunkiem 10. Wykresy przedstawiające zależność rozwarcia krawędzi szczeliny V w funkcji przyłożonej siły F rejestrowane w trakcie próby Rys. 7. Mikrostruktura komory przegrzewacza pary w stanie wyjściowym (a) i po eksploatacji (b). Martenzyt odpuszczony o budowie listwowej Fig. 7. Microstructure of the steam superheater chamber in its initial state (a) and after operation (b). Lath-structured tempered martensite Tabela 1. Właściwości mechaniczne materiału komory przegrzewacza pary w temperaturze pokojowej Właściwości mechaniczne R m, MPa R 0,2, MPa A 5, % Z,% HV30 Wyjściowy 800 630 20 48,6 Po eksploatacji 770 580 22 57,7 230 235 910 INŻYNIERIA MATERIAŁOWA ROK XXXII

160 140 po eksploatacji stan wyjściowy Udarność K C V, J /cm2 120 100 80 60 40-40 0 C 10 0 C 35 J/cm 2 20 próg kruchości 0-80 -60-40 -20 0 20 40 60 80 100 120 Temperatura T, o C Rys. 8. Wpływ temperatury na udarność (KCV150) materiału komory Fig. 8. Effect of temperature on the impact strength of the chamber material (KCV150) a) b) a) b = 2,6 mm b) b = 0,8 mm Rys. 9. Morfologia przełomów po próbie udarowego zginania: a) próbka wykonana z materiału wyjściowego, b) z materiału po eksploatacji Rys. 9. Fatigue fracture morphology after a bending impact test: a) sample made of initial material, b) sample made of material after operation statycznego zginania stanowiły podstawę do określenia odporności materiału na kruche pękanie. Jako przykład na rysunku 11 przedstawiono wykres próby zginania próbki z materiału wyjściowego komory z wygenerowanym pęknięciem zmęczeniowym. Przełomy próbek po próbie zginania z widoczną strefą stabilnego wzrostu pęknięcia pokazano na rysunku 12. Obserwacje powierzchni bocznej tych próbek ujawniły powstanie w czasie tej próby tak zwanych warg ściętych (rys. 13). Ich utworzenie jest związane z dominacją płaskiego stanu naprężenia (PSN), co ma miejsce w przypadku próbek o małej grubości. Proces ten bardziej uwydatnił się na próbce wykonanej z materiału wyjściowego (rys. 13a). Powstająca płaszczyzna szczeliny, oprócz płaskiej części środkowej, ma dwie boczne powierzchnie pochylone do płaszczyzny głównej pod kątem 45. Analizując uzyskane wyniki stwierdzono, że nie zostały spełnione określone normami warunki pozwalające wyznaczyć odporność materiału na kruche pękanie za pomocą parametru K Ic i δ c. Rozwiązania mechaniki liniowo-sprężystej stosuje się tylko dla PSO, w którym można wyznaczyć wartość krytyczną współczynnika intensywności naprężeń K Ic. Wyznaczenie tego współczynnika było niemożliwe ze względu na dominację PSN w próbce w płaszczyźnie pękania, co skutkowało niespełnieniem warunku, F max /F Q 1,1. Obszar uplastycznienia przed wierzchołkiem wzrastającego pęknięcia powstały w warunkach statycznego zginania próbki sprawił, NR 6/2011 INŻYNIERIA MATERIAŁOWA 911

a) Rys. 10. Próbka do badania odporności na kruche pękanie Fig. 10. Sample for testing resistance to brittle cracking b) V p Rys. 11. Wykres próby statycznego zginania próbki z wygenerowanym pęknięciem zmęczeniowym Fig. 11. Diagram of static bending test of a sample with a generated fatigue crack Rys. 12. Przełomy próbek trójpunktowo zginanych: a) próbka z materiału wyjściowego, b) próbka z materiału eksploatowanego Fig. 12. Fatigue fractures of three-point bent samples: a) sample made of initial material, b) sample made of material after operation że podkrytyczny, stabilny rozwój pęknięcia osiągnął głębokość znacznie większą od wartości granicznej 0,2 mm. W związku z tym zgodnie z normą BS7448, Part 1:1991 do oceny odporności materiału na pękanie posłużono się parametrem nieliniowo-sprężystej mechaniki pękania, jakim jest δ u krytyczne rozwarcie szczeliny. Wartości δ u badanych materiałów zestawione w tabeli 2 wyznaczono z zależności: a) b) a0 4F f 2 W ν δu = 1 B W 2Re E ( ) max, 04( W a0 ) Vp + 04, W + 06, a 0 + z (1) Badania zmęczenia niskocyklowego Próbę zmęczeniową przeprowadzono na próbkach wykonanych z materiału komory po długotrwałej eksploatacji i w stanie wyjściowym (rys. 14). Próby zmęczenia niskocyklowego przeprowadzono na maszynie wytrzymałościowej MTS (rys. 15). Badanie wykonano w temperaturze pokojowej oraz 550 C odpowiadającej temperaturze eksploatacji komory przegrzewacza pary. Stosowano nagrzewanie próbek metodą indukcyjną. Badanie prowadzono, sterując przebiegiem próby za pomocą odkształcenia, przy zakresie ε c = 0,8%, do momentu pojawienia się pierwszych pęknięć na powierzchni próbki. Na podstawie uzyskanych wyników opracowano wykresy cyklicznego odkształcania badanych materiałów (rys. 16). Na rysunkach 17 i 18 zestawiono charakterystyczne dla niskocyklowego zmęczenia pętle histerezy. Charakterystyki zmęczenia niskocyklowego materiału komory w stanie ustabilizowanym, tzn. naprężenie Rys. 13. Wargi ścięte w próbce z materiału wyjściowego (a) i materiału po eksploatacji (b) Fig. 13. Sheared lips in a sample made of initial material (a) and material after operation (b) Tabela 2. Odporność materiału komory na kruche pękanie krytyczne rozwarcie szczeliny δ u Table 2. Resistance of the chamber material to brittle cracking critical dilation of fissure δ u Wyjściowy Po eksploatacji Odporność na pękanie, krytyczne rozwarcie szczeliny d u 0,65 mm 0,16 mm 912 INŻYNIERIA MATERIAŁOWA ROK XXXII

Rys. 14. Próbka do badań zmęczenia niskocyklowego Fig. 14. Sample for low-cycle fatigue tests Rys. 16. Wykresy cyklicznego odkształcania materiału komory w stanie wyjściowym i po eksploatacji Fig. 16. Diagrams of cyclic deformation of the chamber material in the initial state and after operation Rys. 15. Stanowisko do próby zmęczenia niskocyklowego i cieplno-mechanicznego Fig. 15. Low-cycle and thermomechanical fatigue test stand nasycenia σ an i amplitudę odkształcenia plastycznego ε apl zestawiono w tabeli 3. Analiza uzyskanych wyników wskazuje, iż w procesie zmęczenia niskocyklowego zarówno w temperaturze pokojowej, jak i 550 C materiały wykazywały cykliczne osłabienie (rys. 16). Materiał po eksploatacji w procesie cyklicznego odkształcania charakteryzował się mniejszą w porównaniu z materiałem wyjściowym wartością naprężenia nasycenia σ an. W temperaturze pokojowej naprężenie σ an było mniejsze o 35 MPa i osiągnęło wartość 450 MPa. Podobnie w temperaturze 550 C w przypadku materiału po eksploatacji wartość σ an uległa zmniejszeniu o 45 MPa, do 305 MPa. Trwałość badanych materiałów w temperaturze pokojowej była porównywalna i osiągnęła wartość N f 2500 cykli. Natomiast w temperaturze 550 C trwałość materiału eksploatowanego (N f = 970 cykli) była znacząco większa (o ok. 30%) w porównaniu z materiałem w stanie wyjściowym (N f = 740 cykli). Rys. 17. Pętle histerezy zarejestrowane w próbie zmęczenia niskocyklowego materiału w stanie wyjściowym Fig. 17. Hysteresis loops recorded in a low-cycle fatigue test of the material in its initial state Tabela 3. Charakterystyki zmęczenia niskocyklowego materiału komory przegrzewacza pary Table 3. Characteristics of low-cycle fatigue of the steam superheater chamber material N f, cykle σ an, MPa ε apl, % 20 C 550 C 20 C 550 C 550 C Wyjściowy 740 485 350 ok. 2400 0,23 Po eksploatacji 970 450 305 Rys. 18. Pętle histerezy zarejestrowane w próbie zmęczenia niskocyklowego materiału po eksploatacji Fig. 18. Hysteresis loops recorded in a low-cycle fatigue test of the material after operation NR 6/2011 INŻYNIERIA MATERIAŁOWA 913

Badania zmęczenia cieplno-mechanicznego Do badań zmęczeniowych próbki w stanie wyjściowym i po eksploatacji wykonano zgodnie z rysunkiem 19. Nagrzewano je cyklicznie metodą indukcyjną i chłodzono od wewnątrz strumieniem powietrza w zakresie zmiany temperatury 250 550 C. W temperaturze 550 C próbki obciążono siłą osiową o wartości F 0 = 10 kn. W ten sposób symulowano występowanie naprężeń w ściance komory przegrzewacza wywołanych ciśnieniem pary. Próby zmęczeniowe prowadzono przy sterowaniu odkształceniem, tak że stosunek K = ε M /ε T = 1. Wpływ długotrwałej eksploatacji na mechaniczne zachowanie materiałów oceniono, przyjmując za podstawę próbę zmęczeniową 1000 cykli zmiany temperatury. Nie obserwowano pojawienia się pęknięć na powierzchni zewnętrznej próbek. Na podstawie numerycznie zarejestrowanych danych opracowano w układzie (σ, T) wykresy przedstawiające pętle histerezy dla charakterystycznych faz (początkowa, środkowa i końcowa) procesu zmęczenia cieplno-mechanicznego. Przykładowy wykres przedstawiono na rysunku 20. Na podstawie uzyskanych danych opracowano wykresy cyklicznego odkształcania (rys. 21), co umożliwiło określenie naprężenia nasycenia badanych materiałów σ an (tab. 4). W warunkach zmęczenia cieplno-mechanicznego, podobnie jak w przypadku zmęczenia niskocyklowego, materiały charakteryzowało cykliczne osłabianie (rys. 21). Materiał po eksploatacji osiągał nasycenie przy naprężeniu σ an mniejszym o ok. 50 MPa w porównaniu z materiałem wyjściowym. Efekt intensywniejszego osłabiania materiału komory eksploatowanej mógł być warunkowany zmianami w mikrostrukturze materiału podczas długotrwałej pracy w temperaturze 550 C. Mechaniczne zachowanie materiałów w próbie zmęczenia cieplno-mechanicznego scharakteryzowano przez wyznaczenie wartości parametru ZN (zapas nośności) oraz parametru ZC (zgniot cieplny). Podstawą do ich wyznaczenia były wykresy przedstawione na rysunkach 22 i 23. Zapas nośności, wyrażony zależnością (2), określa Rys. 21. Wykresy cyklicznego odkształcania materiału komory w warunkach zmęczenia cieplno-mechanicznego Fig. 21. Diagrams of cyclic deformation of the chamber material working under thermomechanical fatigue conditions Rys. 22. Pętle histerezy i charakterystyka R m (T), zarejestrowane w warunkach zmęczenia cieplno-mechanicznego materiału po eksploatacji Fig. 22. Hysteresis loops against the R m (T) characteristics recorded under thermomechanical fatigue conditions for the material after operation Tabela 4. Zestawienie wartości naprężenia nasycenia σ an Table 4. List of infiltration stress values σ an Rys. 19. Próbka do badań zmęczenia cieplno-mechanicznego Fig. 19. Sample for thermomechanical fatigue tests Parametry badań zmęczenia cieplno mechanicznego T = 250 C 550 C, F 0 = 10 kn, K = ε M /ε T = 1 Naprężenie nasycenia σ an, MPa Wyjściowy 380 Po eksploatacji 330 możliwość wystąpienia pęknięć w próbce w minimalnej temperaturze cyklu. Zgniot cieplny, opisany zależnością (3), należy łączyć (ze względu na zależność ε = β T) z odkształceniem plastycznym kumulowanym w próbce w kolejnych cyklach zmiany temperatury, które w konsekwencji prowadzi do jej zmęczeniowego pękania. Wartości obliczonych parametrów ZN i ZC zestawiono w tabeli 5. ZN R mt σ = R ( min) max( Tmin) mt ( min) 100 % (2) Rys. 20. Pętle histerezy zarejestrowane w próbie zmęczenia cieplno- -mechanicznego materiału po eksploatacji Fig. 20. Hysteresis loops recorded in a thermomechanical fatigue test of the material after operation ZC T T R S = 100% (3) T R 914 INŻYNIERIA MATERIAŁOWA ROK XXXII

Rys. 23. Pętla histerezy zarejestrowana w drugim cyklu próby zmęczenia cieplno-mechanicznego materiału po eksploatacji Fig. 23. Hysteresis loop recorded in the second cycle of a thermomechanical fatigue test of the material after operation Tabela 5. Zestawienie wartości parametrów ZN oraz ZC Table 5. Values of ZN and ZC parameters Zapas nośności (ZN) materiału w stanie wyjściowym osiągnął wartość 41%, a materiału po eksploatacji wartość ZN = 50%. Duże i zbliżone do siebie wartości ZN świadczą o tym, iż w badanych materiałach nie zachodzi niebezpieczeństwo wystąpienia pęknięć w początkowym etapie procesu zmęczenia cieplno-mechanicznego. Natomiast wartość zgniotu cieplnego ZC materiału wyjściowego osiągnęła wartość ok. 13,8%, a materiału po eksploatacji ok. 17,3%. Uwzględniając większe wartości ZC w przypadku materiału po eksploatacji (świadczące o większym odkształceniu ε pl kumulowanym w próbce) należy założyć, iż w procesie zmęczenia cieplno-mechanicznego generowanie pęknięć może zachodzić po mniejszej liczbie obciążeń cieplnych. Podsumowanie Parametry badań zmęczenia cieplno mechanicznego T = 250 C 550 C, F 0 = 10 kn, K = ε M /ε T = 1 ZN, % ZC, % Wyjściowy 41 13,8 Po eksploatacji 50 17,3 Badane materiały wykazały charakterystyczną dla stali X20Cr- MoV12.1 strukturę martenzytu odpuszczonego o budowie listwowej. Obserwacje na mikroskopie skaningowym nie wykazały zauważalnych zmian mikrostruktury materiału po eksploatacji w odniesieniu do stanu wyjściowego. Ponadto w materiale eksploatowanym przez 142 tys. godzin nie stwierdzono jakichkolwiek uszkodzeń (w postaci pustek) na skutek procesów pełzania. Twardość badanych materiałów była podobna i zawierała się w zakresie HV30 = 230 235. Materiał komory po eksploatacji charakteryzowało niewielkie obniżenie charakterystyk wytrzymałościowych. Wytrzymałość na rozciąganie uległa obniżeniu o 4% i osiągnęła wartość R m = 770 MPa, natomiast o 8% uległa zmniejszeniu umowna granica plastyczności, która osiągnęła wartość R 0,2 = 580 MPa. Istotną metodą oceny obniżenia właściwości użytkowych materiału komory po 142 tys. godzin pracy okazało się badanie udarności. W materiale po eksploatacji stwierdzono zwiększenie kruchości przejawiające się niekorzystnym przesunięciem progu kruchości z temperatury 40 C w stanie wyjściowym do ok. 10 C po długotrwałej eksploatacji. Może to mieć związek z procesami wydzieleniowymi faz węglikowych na granicach ziaren byłego austenitu, determinujących ich wytrzymałość kohezyjną. Zmianę właściwości użytkowych materiału komory po eksploatacji obserwowano również w próbach zmęczenia niskocyklowego i cieplno-mechanicznego. W procesach zmęczeniowych badane materiały wykazywały cykliczne osłabianie (rys. 16, 21), charakteryzujące ich zdolność do przenoszenia obciążenia. W przypadku materiału po 142 tys. godzin eksploatacji wartość naprężenia nasycenia σ an była o ok. 50 MPa mniejsza. Natomiast jego trwałość niskocyklowa w temperaturze 550 C uległa zwiększeniu o ok. 30%. W próbach zmęczenia cieplno-mechanicznego stwierdzono istotne zróżnicowanie wartości zapasu nośności ZN i zgniotu cieplnego ZC, zależnie od stanu materiału. Duża wartość ZN w przypadku materiału w stanie wyjściowym świadczy o tym, iż w komorze przegrzewacza pary nie zachodziło niebezpieczeństwo wystąpienia pęknięć w początkowym etapie procesu eksploatowania. Natomiast większa wartość zgniotu cieplnego ZC materiału po eksploatacji wskazuje na ułatwiony proces generowania pęknięć w materiale w miarę upływu czasu pracy komory przegrzewacza pary. Istotną cechą materiału eksploatowanego przez 142 tys. godzin było obniżenie, w odniesieniu do materiału wyjściowego, odporności na pękanie wyrażone parametrem δ u. Odporność na pękanie materiału wyjściowego wynosiła δ u = 0,65 mm, natomiast materiału po eksploatacji była równa δ u = 0,16 mm. Mniejsza wartość parametru δ u może wskazywać na łatwiejszy wzrost pęknięć w ściankach komory wraz z wydłużeniem czasu pracy. Ich rozwój jednakże nie miałyby charakteru metastabilnego, katastroficznego. Badania wykazały bowiem, że w stali X20CrMoV12.1 po długotrwałej eksploatacji obserwowano podkrytyczny, stabilny rozwój wzrastającego pęknięcia, determinowany dużym odkształceniem plastycznym przed jego frontem. Taki charakter rozwoju pęknięć w analizowanym obiekcie zapewniałby względne bezpieczeństwo jego eksploatacji. LITERATURA [1] Mutwil K., Cieśla M.: Konstrukcyjne i eksploatacyjne uwarunkowania procesów pękania komór przegrzewaczy pary. Inżynieria Materiałowa 6 (2007) 914 919. [2] Okrajni J., Cieśla M., Mutwil K.: Prognozowanie trwałości elementów urządzeń energetycznych. Inżynieria Materiałowa 1 (2005) 15 20. [3] Okrani J., Mutwil K., Cieśla M., Essler W.: Badania procesów pękania i ocena trwałości grodziowych przegrzewaczy pary. Konf. nt.: Problemy i innowacje w remontach energetycznych PIRE 2005, Szklarska Poręba (2005). [4] Okrajni J., Marek A., Junak G.: Description of the deformation process under thermomechanical fatigue. Journal of Achievements in Materials and Manufacturing Engineering 21 (2) (2007) 15 23. [5] Okrajni J., Plaza M., Marek A.: Zmęczenie cieplno-mechaniczne elementów urządzeń energetycznych. Energetyka XIV (2007). [6] Mutwil K., Cieśla M.: Ocena wpływu podziałki króćców wlotowych na wytężenie komory przegrzewacza pary P3. X Konferencja Naukowo- Techniczna nt. Projektowanie i Innowacje w Remontach Energetycznych PIRE 2008, Ustroń 26 28.11.2008. Energetyka XVIII (2008) 85 88. [7] Dobosiewicz J.: Ocena ryzyka niezawodnej eksploatacji komór przegrzewaczy kotłów parowych. Pro Novum, Katowice. http://www.ndtimbn.com/portal/component/option,com_docman/task,cat_view/gid,12/ Itemid,67/ z dnia 26.11.2009. [8] Dobosiewicz J.: Badania diagnostyczne urządzeń cieplno-mechanicznych w energetyce. Biuro Gamma, Warszawa (1999). [9] Hernas A., Dobrzański J.: Trwałość i niszczenie elementów kotłów i turbin parowych. Wydawnictwo Politechniki Śląskiej, Gliwice (2003). [10] Praca zbiorowa pod redakcją Adama Hernasa: Materiały i technologie do budowy kotłów nadkrytycznych i spalarni odpadów. Wydawnictwo Stowarzyszenia Inżynierów i Techników Przemysłu Hutniczego w Polsce, Katowice (2009). NR 6/2011 INŻYNIERIA MATERIAŁOWA 915

[11] Zbroińska E., Dobosiewicz J.: Uszkodzenia komór przegrzewaczy kotłów parowych. Energetyka 1 (1993). [12] Wyrzykowski J. W., Pleszakow E., Sieniawski J.: Odkształcanie i pękanie metali. WNT, Warszawa (1999). [13] German J., Biel-Gołaska M.: Podstawy i zastosowanie mechaniki pękania w zagadnieniach inżynierskich. Instytut Odlewnictwa, Kraków (2004). [14] Kocańda A.: Trwałość zmęczeniowa stali narzędziowych do obróbki plastycznej na zimno przy małej liczbie cykli obciążeń. Praca doktorska, Politechnika Warszawska, Warszawa (1976). [15] Żuchowski R.: Zmęczenie cieplne metali i elementów konstrukcji. Wyd. Politechniki Wrocławskiej, Seria Monografie 15 (1981). [16] Rusiński E., Smolnicki T., Wyszyński J.: Numeryczna symulacja wytężenia komory drugiego stopnia przegrzewacza w kotłach Elektrowni Turów. Przegląd Mechaniczny Zeszyt 5-6 (1999). [17] Czmochowski J., Górski A., Iluk A., Wyszyński J.: Numeryczna weryfikacja wytężenia przegrzewacza grodziwego kotła energetycznego. VI Międzynarodowa Konferencja Naukowa Computer Aided Engineering, Polanica Zdrój (2002). [18] Mutwil K., Cieśla M.: Ocena wytężenia komór przegrzewaczy pary w ustalonych warunkach pracy kotła energetycznego. VII Międzynarodowa Konferencja Naukowa Computer Aided Engineering, Polanica Zdrój (2004). [19] Neimitz A.: Mechanika pękania. PWN, Warszawa (1998). [20] Neimitz A., Dzioba I., Graba M., Okrajni J.: Ocena wytrzymałości, trwałości i bezpieczeństwa pracy elementów konstrukcyjnych zawierających defekty. Wyd. Politechniki Świętokrzyskiej, Kielce (2008). [21] Bochenek A.: Elementy mechaniki pękania. Wydawnictwo Politechniki Częstochowskiej (1998). [22] German J.: Podstawy mechaniki pękania. Wydawnictwo Politechniki Krakowskiej, Kraków (2005). [23] PN-87/H-04335: Metoda badania odporności na pękanie w płaskim stanie odkształcenia. PKN, MiJ (1987). [24] BS7448, Part 1:1991: Fracture mechanics toughness tests. Part 1. Method for determination of K Ic, critical CTOD and ctitical J values of metallic materials. 916 INŻYNIERIA MATERIAŁOWA ROK XXXII