W wyniku procesów aktywowanych cieplnie wywołanych temperatur i ci nieniem w długim czasie nast puj zmiany w strukturze materiału, których skutkiem jest pogarszanie si zespołu jego własno ci u ytkowych, powoduj cych obni anie si zdolno ci do przenoszenia wymaganych obci e eksploatacyjnych. Niezale nie od struktury stanu wyj ciowego, nast -puje obni anie si własno ci wytrzymało ciowych (Rm, Re, Ret
) przy równoczesnej utracie odkształcalno ci, której odzwierciedleniem s warto ci: wydłu enia w próbie rozci ganie oraz pracy łamania w próbie udarno ci (A, KV). Wyznacznikiem zmniejszaj cych si własno ci wytrzymało ciowych jest ponadto warto ć twardo ci. Je eli charakter zachodz cych zmian mo na uznać za stosunkowo łatwy do przewidzenia, to jego wymiar liczbowy odniesiony do wymaga dla materiału w stanie wyj ciowym dla ró nych stanów zdegradowanej struktury po długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania, jest nie do przewidzenia bez stosownych bada . Dynamika zachodz cych zmian jest przede wszystkim zale na od typu struktury stanu wyj ciowego materiału oraz od rzeczywistych eksploatacyjnych warunków temperaturowo-napr eniowych. Ponadto, mo liwe wyst puj ce ró nice w strukturze stanu wyj ciowego dla danego gatunku stali dodatkowo mog zwi kszać lub zmniejszać skłonno ć materiału w stanie wyj ciowym do rodzaju i szybko ci zachodz cych zmian w strukturze, w wyniku eksploatacji.
Dlatego w sposobie oceny przydatno ci materiału do dalszej eksploatacji przyj to, e zale y ona od stopnia degradacji struktury, któremu przypisuje si odpowiadaj ce mu warto ci zespołu własno ci, zakładaj c e w materiale jest zapisana historia eksploatacji, a uzyskany obraz struktury jest ł cznym odzwierciedleniem stanu wyj ciowego i jej degradacji w wyniku eksploatacji.
Aby oszacować i wyznaczyć bezpieczny czas eksploatacji materiału elementów urz dze pracuj cych w warunkach pełzania, szczególnie po przekroczeniu przyj tego do oblicze czasu, zwanego obliczeniowym, niezb dna jest znajomo ć ich resztkowych własno ci na pełzanie. Poniewa ka da instalacja musi być okresowo odstawiana (odstawienia planowane i nieplanowane), podlegaj c okresowym naprawom i remontom, to niezb dnym jest wyko-nywanie sprawdzaj cych wodnych prób ci nieniowych szczelno ci instalacji i jej zdolno ci do przenoszenia obci e w temperaturze próby. Dlatego oprócz znajomo ci resztkowych własno ci na pełzanie, istotna jest równie znajomo ć podstawowych własno ci wytrzyma-ło ciowych i plastycznych tych materiałów po długotrwałej eksploatacji w ró nym czasie.
W dalszej cz ci niniejszej monografii przedstawiono tylko wybrane wyniki bada z naj-cz ciej dotychnaj-czas eksploatowanych materiałów w elementach naj-cz ci ci nieniowej kotłów pracuj cych w warunkach pełzania i tak: stali 16Mo3 z w ownic i komór przegrzewaczy pary, stali 13CrMo4-5 i 10CrMo9-10 z w ownic i komór przegrzewaczy pary, stali 14MoV6-3 z głównych ruroci gów pary oraz stali X20CrMoV11-1 z w ownic i komór przegrzewaczy pary. Celem zaprezentowania charakteru zaobserwowanych zmian b d cych skutkiem długo-trwałej eksploatacji w warunkach pełzania i warto ci oznaczanych własno ci przedstawiono wyniki bada uzyskane na wybranych wycinkach elementów o typowych parametrach pracy i ró nym czasie eksploatacji dla ka dego z badanych gatunków stali.
Dla ka dego z wycinków badanych elementów ze stali niskostopowych wyznaczono rzeczywist temperatur eksploatacji w oparciu o znajomo ć grubo ci warstwy tlenków po stronie parowo-wodnej i dotychczasowego rzeczywistego czasu pracy. Sposób jej okre lania omówiono w dalszej cz ci niniejszego rozdziału. Dla badanej stali X20CrMoV11-1 po eksploatacji rzeczywist temperatur eksploatacji przyj to natomiast w oparciu o uzyskane informacje i wyniki pomiarów eksploatacyjnych. Aby porównywać uzyskane wyniki bada dla ró nych warto ci temperatury eksploatacji, odpowiadaj cych ró nym czasom eksploatacji, wprowadzono poj cie równowa nego czasu eksploatacji teR
odpowiadaj cego przyj tej dla porównywanych materiałów równowa nej temperaturze eksploatacji TeR
. Sposób jego wyzna-czania przedstawiono w dalszej cz ci niniejszego rozdziału. Równocze nie, uzyskane wyniki bada odniesiono do wymaga dla materiału w stanie wyj ciowym.
Temperatur eksploatacji badanych stali mo na wyznaczyć, znaj c rzeczywist grubo ć warstwy tlenków po stronie wewn trznej badanych rur po długotrwałej eksploatacji. Korozja parowo-wodna materiału elementów przegrzewaczy pary z tych stali ma charakter równo-mierny. W zale no ci od czasu i temperatury w elementach z tych stali powstaje odpowiedniej grubo ci warstwa tlenków elaza, która jest skutkiem korozji parowo-wodnej. Jej pr dkoć jest zale na od stałej utleniania K, temperatury eksploatacji Te oraz czasu eksploatacji te. Została ona opisana równaniem [482]:
Do wiadczenie eksploatacyjne i badania laboratoryjne potwierdziły cisłe oddziaływanie temperatury i czasu eksploatacji na przyrost grubo ci warstwy tlenków po stronie parowo-wodnej ∆gw elementów przegrzewaczy pary. W oparciu o te do wiadczenia wyznaczono empiryczn zale no ć pomi dzy stał utleniania K a temperatur eksploatacji Te dla nisko-stopowych stali b d cych przedmiotem bada , która została opisana zale no ci [483]:
.
Znaj c grubo ć warstwy tlenków i czas pracy elementów przegrzewacza pary mo na wyzna-czyć równowa n temperatur dotychczasowej eksploatacji Te z równania:
]
Te – równowa na temperatura eksploatacji, g – grubo ć warstwy tlenków,
te – czas eksploatacji,
b d z nomogramu b d cego zale no ci grubo ci warstwy tlenków od strony parowo-wodnej
∆gw od czasu eksploatacji te dla ró nych warto ci temperatury eksploatacji Te w zakresie od 500 do 600°C.
Czas długotrwałej eksploatacji wyra ony równowa nym czasem eksploatacji teR
, wyzna-czono z uogólnionej parametrycznej zale no ci Larsona-Millera [482]:
LM = Te(C + log te) = TeR
(C + log teR
) (6) gdzie:
LM – parametr Larsona-Millera, Te – temperatura eksploatacji w K, TeR
– równowa na temperatura eksploatacji w K, te – czas eksploatacji w godzinach,
teR
– równowa ny czas eksploatacji w godzinach, C – stała materiałowa.
Czas równowa nej eksploatacji teR materiałów badanych elementów po długotrwałej eksploa-tacji w warunkach pełzania wyznaczono dla przyj tej temperatury równowa nej TeR
.
Badania własno ci mechanicznych, a w tym: wytrzymało ci na rozci ganie i granicy plastyczno ci w temperaturze pokojowej, granicy plastyczno ci w podwy szonej temperaturze
oraz udarno ci przy ró nych warto ciach temperatury badania wykonano, zgodnie z wyma-ganiami norm dla rur na elementy urz dze ci nieniowych do pracy w podwy szonej tem-peraturze, na próbkach wzdłu nych. Wyniki uzyskane w opracowaniach własnych [101-435]
przedstawiono w postaci zale no ci badanych własno ci od równowa nego czasu eksploatacji teR
dla przyj tej stałej temperatury TeR
wycinków elementów z jednego gatunku stali po-chodz cych z jednego rodzaju elementów po eksploatacji w warunkach pełzania. Wyniki te odniesiono do wymaga dla rur z tych stali w stanie wyj ciowym.
Wpływ długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania na wytrzymało ć na rozci ganie w temperaturze pokojowej badanych stali przedstawiono na rysunkach 23-27, a materiału wybranych w ownic oraz komór przegrzewacza pary cz ci ci nieniowej kotła z niskosto-powej stali 16Mo3 przeznaczonej do długotrwałej pracy w temperaturze do ok. 500°C – na rysunku 23. Wytrzymało ć na rozci ganie przez do ć długi czas utrzymuje si na poziomie warto ci wy szych ni wymagana warto ć minimalna dla materiału badanych elementów w stanie wyj ciowym. W wi kszo ci przypadków po okresie eksploatacji zbli onym do 200000 godzin lub dłu szym nast puje jej wyra ne obni enie, ale poni ej warto ci rzeczywistych stanu wyj ciowego badanego materiału elementu. Podobne zmiany obserwuje si dla materiałów w ownic, jak i komór przegrzewaczy pary wykonanych ze stali 13CrMo4-5 przeznaczonej do długotrwałej pracy w temperaturze do ok. 560°C (rys. 24) gdzie równie nast puje znaczne obni enie wytrzymało ci na rozci ganie, ale cz sto poni ej minimalnej warto ci wymaganej dla stanu wyj ciowego. Charakter tych zmian jest jednak zale ny od poziomu wytrzymało ci na rozci ganie materiału elementu w stanie wyj ciowym, jak równie od parametrów tempe-raturowo-napr eniowych eksploatacji.
Podobne zmiany jak dla stali 13CrMo4-5 zaobserwowano równie w materiale w ownic i komór przegrzewaczy pary ze stali X20CrMoV11-1 przeznaczonej do długotrwałej pracy w temperaturze do ok. 590°C (rys. 27). Obni anie si wytrzymało ci na rozci ganie materiału w ownic wykonanych zestali 10CrMo9-10 przeznaczonej do długotrwałej pracy w tempera-turze do ok. 580°C zachodzi podobnie, chocia jej wyra ny spadek obserwuje si po znacznym przekroczeniu 200000 godzin pracy w warunkach pełzania (rys. 25a). Dla materiałów komór przegrzewaczy z tej stali nie stwierdzono natomiast wytrzymało ci na rozci ganie ni szej ni wymagana warto ć minimalna nawet dla materiałów tych komór po najdłu szym równo-wa nym czasie eksploatacji (rys. 25b). Podobne wyniki uzyskano dla materiałów elementów
głównych ruroci gów parowych wykonanych ze stali 14MoV6-3 przeznaczonej do długo-trwałej pracy w temperaturze do ok. 580°C (rys. 26).
Rysunek 23. Wpływ długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania na wytrzymało ć na rozci ganie w temperaturze pokojowej materiału elementów cz ci ci nieniowej kotłów
energetycznych z niskostopowej stali 16Mo3: a) w ownic przegrzewacza pary, b) komór przegrzewacza pary; TeR
= 500°C
Rysunek 24. Wpływ długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania na wytrzymało ć na rozci ganie w temperaturze pokojowej materiału elementów cz ci ci nieniowej kotłów
energetycznych z niskostopowej stali 13CrMo4-5: a) w ownic przegrzewacza pary, b) komór przegrzewacza pary; TeR
= 520°C
a) b)
Wytrzymałoć na rozciganie Rm, MPa Wytrzymałoć na rozciganie Rm, MPa
Równowa ny czas eksploatacji te R, h Równowa ny czas eksploatacji te
R, h
a) b)
Równowa ny czas eksploatacji te R, h Równowa ny czas eksploatacji te
R, h Wytrzymałoć na rozciganie Rm, MPa Wytrzymałoć na rozciganie Rm, MPa
Rysunek 25. Wpływ długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania na wytrzymało ć na rozci ganie w temperaturze pokojowej materiału elementów cz ci ci nieniowej kotłów
energetycznych z niskostopowej stali 10CrMo9-10: a) w ownic przegrzewacza pary, b) komór przegrzewacza pary i ruroci gów pary wtórnej; TeR
= 540°C
Rysunek 26. Wpływ długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania materiału wycinków głównych ruroci gów pary kotłów energetycznych z niskostopowej stali 14MoV6-3
na wytrzymało ć na rozci ganie w temperaturze pokojowej; TeR
= 540°C
Rysunek 27. Wpływ długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania materiału elementów cz ci ci nieniowej kotłów energetycznych z wysokochromowej stali X20CrMoV11-1 na wytrzymało ć na rozci ganie w temperaturze pokojowej; a) w ownic przegrzewaczy pary;
TeR
= 570°C, b) komór wylotowych przegrzewacza pary; TeR
= 540°C
a) b)
a) b)
W podobny sposób jak wyniki bada wytrzymało ci na rozci ganie przedstawiono uzyskane wyniki bada granicy plastyczno ci w temperaturze pokojowej (rys. 28-32). Wpływ długotrwałej eksploatacji, wyra ony równowa nym czasem eksploatacji, na granic plasty-czno ci w temperaturze pokojowej wycinków elementów kotła ze stali 16Mo3 przedstawiono na rysunku 28. Niezale nie od czasu eksploatacji zarówno dla materiałów w ownic, jak i komór przegrzewaczy pary, granica plastyczno ci jest wy sza od minimalnej wymaganej dla materiału w stanie wyj ciowym. Podobne wyniki uzyskano dla materiału w ownic i komór przegrzewacza pary wykonanych ze stali 13CrMo4-5 (rys. 29a).
Rysunek 28. Wpływ długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania na granic plastyczno ci w temperaturze pokojowej materiału elementów cz ci ci nieniowej kotłów energetycznych
z niskostopowej stali 16Mo3: a) w ownic przegrzewacza pary, b) komór przegrzewacza pary; TeR
= 500°C
Rysunek 29. Wpływ długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania na granic plastyczno ci w temperaturze pokojowej materiału elementów cz ci ci nieniowej kotłów energetycznych
z niskostopowej stali 13CrMo4-5: a) w ownic przegrzewacza pary, b) komór przegrzewacza pary; TeR
= 520°C
a) b)
a) b)
Wyniki bada granicy plastyczno ci w temperaturze pokojowej materiałów komór przegrzewacza pary wykonanych ze stali 13CrMo4-5, w ownic i komór przegrzewaczy pary ze stali 10CrMo9-10 oraz materiałów głównych ruroci gów parowych ze stali 14MoV6-3 wykazuj natomiast znaczne zró nicowanie i wi kszo ć materiałów po eksploatacji nawet cz sto krótszej ni 100000 godzin charakteryzuje si warto ciami znacznie ni szymi ni minimalna wymagana dla stanu wyj ciowego tych stali (rys. 29b, 30, 31). Zbadane materiały w ownic i komór przegrzewaczy pary ze stali X20CrMoV11-1 charakteryzuj si natomiast systematycznym obni aniem warto ci granicy plastyczno ci, która najcz ciej powy ej 150000 godzin eksploatacji jest ni sza od wymaganej dla stanu wyj ciowego tej stali, co przedstawiono na rysunku 32.
Rysunek 30. Wpływ długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania na granic plastyczno ci w temperaturze pokojowej materiału elementów cz ci ci nieniowej kotłów energetycznych z niskostopowej stali 10CrMo9-10: a) w ownic przegrzewacza pary, b) komór przegrzewacza
pary i ruroci gów pary wtórnej; TeR
= 540°C
Rysunek 31. Wpływ długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania materiału wycinków głównych ruroci gów pary wie ej kotłów energetycznych z niskostopowej stali 14MoV6-3
na granic plastyczno ci w temperaturze pokojowej; TeR
= 540°C
a) b)
Wpływ długotrwałej eksploatacji na wydłu enie w próbie rozci gania przedstawiono dla materiału badanych elementów wykonanych: ze stali 16Mo3 na rysunku 33, ze stali 13CrMo4-5 na rysunku 34, ze stali 10CrMo9-10 na rysunku 35, ze stali 14MoV6-3 na rysunku 36 oraz ze stali X20CrMoV11-1 na rysunku 37. Dla wszystkich badanych materiałów uzyskane warto ci s wy sze, a w pojedynczych przypadkach co najmniej równe warto ci wymaganej dla stanu
Rysunek 32. Wpływ długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania materiału elementów kotłów energetycznych z wysokochromowej stali X20CrMoV11-1 na granic plastyczno ci
w temperaturze pokojowej: a) w ownic przegrzewacza pary; TeR
= 570°C, b) komór przegrzewacza pary; TeR
= 540°C
Rysunek 33. Wpływ długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania na wydłu enie w próbie rozci gania w temperaturze pokojowej materiału elementów cz ci ci nieniowej kotłów
energetycznych z niskostopowej stali 16Mo3: a) w ownic przegrzewacza pary, b) komór przegrzewacza pary; TeR
= 500°C
a) b)
a) b)
wyj ciowego ka dej z badanych stali i to nawet po czasie eksploatacji znacznie przekra-czaj cym 200000 godzin.
Wpływ długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania badanych stali na granic plasty-czno ci w podwy szonej temperaturze przedstawiono w postaci graficznej na rysunkach 38-42.
Uzyskane wyniki bada odniesiono do wymaga dla materiału w stanie wyj ciowym, a czas długotrwałej eksploatacji wyra ono równowa nym czasem eksploatacji teR
. Dla badanej stali 16Mo3 granica plastyczno ci w temperaturze 490°C oraz dla stali 13CrMo4-5 w temperaturze
Rysunek 34. Wpływ długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania na wydłu enie w próbie rozci gania w temperaturze pokojowej materiału elementów cz ci ci nieniowej kotłów
energetycznych z niskostopowej stali 13CrMo4-5: a) w ownic przegrzewacza pary, b) komór przegrzewacza pary i ruroci gów pary wtórnej; TeR
= 520°C
Rysunek 35. Wpływ długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania na wydłu enie w próbie rozci gania w temperaturze pokojowej materiału elementów cz ci ci nieniowej kotłów
energetycznych z niskostopowej stali 10CrMo9-10: a) w ownic przegrzewacza pary, b) komór przegrzewacza pary i ruroci gów pary wtórnej; TeR
= 540°C
a) b)
a) b)
500°C do 100000 godzin pracy, jest wy sza od minimalnej warto ci wymaganej dla stanu wyj ciowego. Powy ej 100000 godzin pracy w warunkach pełzania dla stali 16Mo3 utrzymuje si ona w dalszym ci gu na poziomie powy ej warto ci minimalnej wymaganej dla stanu wyj ciowego, a dla stali 13CrMo4-5 ulega ona najcz ciej obni eniu poni ej tej warto ci i to cz sto znacznie (rys. 38, 39). Dla wielu badanych wycinków elementów ze stali 10CrMo9-10 oraz 14MoV6-3 granica plastyczno ci w temperaturze 500°C ju po kilkudziesi ciu tysi cach godzin pracy jest natomiast ni sza od wymaganej dla stanu wyj ciowego, a powy ej 100000
Rysunek 36. Wpływ długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania materiału wycinków głównych ruroci gów pary wie ej kotłów energetycznych z niskostopowej stali 14MoV6-3
na wydłu enie w próbie rozci gania w temperaturze pokojowej; TeR
= 540°C
Rysunek 37. Wpływ długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania materiału elementów kotłów energetycznych z wysokochromowej stali X20CrMoV11-1 na wydłu enie w próbie
rozci gania w temperaturze pokojowej: a) w ownic przegrzewacza pary; TeR
= 570°C, b) komór przegrzewacza pary; TeR
= 540°C
a) b)
godzin praktycznie dla ka dego z tych wycinków (rys. 40, 41). Wycinki elementów z mar-tenzytycznej stali X20CrMoV11-1 zachowuj granic plastyczno ci w temperaturze 550°C o warto ci wy szej od minimalnej wymaganej warto ci dla stanu wyj ciowego do 200000 godzin pracy. Po jeszcze dłu szym czasie pracy wycinków w ownic z tej stali, granica plastyczno ci ulega systematycznemu obni aniu z wydłu aniem si czasu eksploatacji, zacho-wuj c jednak wartoć wy sz od warto ci wymaganej dla stanu wyj ciowego, jeszcze długo po przekroczeniu 200000 godzin pracy (rys. 42).
Rysunek 38. Wpływ długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania na granic plastyczno ci w podwy szonej temperaturze materiału elementów cz ci ci nieniowej kotłów energetycznych
z niskostopowej stali 16Mo3: a) w ownic przegrzewacza pary, b) komór przegrzewacza pary; TeR
= 500°C
Rysunek 39. Wpływ długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania na granic plastyczno ci w podwy szonej temperaturze materiału elementów cz ci ci nieniowej kotłów energetycznych
z niskostopowej stali 13CrMo4-5: a) w ownic przegrzewacza pary, b) komór przegrzewacza pary; TeR
= 520°C
a) b)
a) b)
Rysunek 40. Wpływ długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania na granic plastyczno ci w podwy szonej temperaturze materiału elementów cz ci ci nieniowej kotłów energetycznych
z niskostopowej stali 10CrMo9-10: a) w ownic przegrzewacza pary, b) komór przegrzewacza pary i ruroci gów pary wtórnej; TeR
= 540°C
Rysunek 41. Wpływ długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania materiału wycinków głównych ruroci gów pary wie ej kotłów energetycznych z niskostopowej stali 14MoV6-3
na granic plastyczno ci w podwy szonej temperaturze; TeR
= 540°C
Wykonano równie próby rozci gania w temperaturze podwy szonej, odpowiadaj cej temperaturze badania granicy plastyczno ci, której wyniki dla badanych stali przedstawiono w niniejszym rozdziale. Całkowite wydłu enie w tych próbach dla wszystkich badanych materiałów po długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania było nie ni sze od warto ci wymaganej w temperaturze pokojowej dla rur z poszczególnych badanych stali w stanie wyj ciowym. Jego warto ć wiadczy o zachowanej wystarczaj cej zdolno ci do odkształce tych materiałów w warunkach eksploatacyjnych.
a) b)
Rysunek 42. Wpływ długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania materiału elementów kotłów energetycznych z wysokochromowej stali X20CrMoV11-1 na granic plastyczno ci
w podwy szonej temperaturze: a) w ownic przegrzewacza pary; TeR
= 570°C, b) komór przegrzewacza pary; TeR
= 540°C
Rysunek 43. Wpływ długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania na udarno ć w temperaturze pokojowej materiału komory przegrzewacza pary cz ci ci nieniowej kotłów
energetycznych wykonanych z niskostopowej stali 16Mo3; TeR
= 500°C
Istotn cech wiadcz c o zdolno ci do odkształce materiału, oprócz wydłu enia w próbie rozci gania, jest warto ć pracy łamania uzyskiwana w próbie udarno ci. Znajomo ć warto ci tego wska nika daje mo liwo ć przyj cia w praktyce przemysłowej wła ciwej warto ci temperatury prowadzenia wodnych prób ci nieniowych oraz warunków uruchomiania i odstawiania kotła, dostosowanych do stanu tych materiałów po długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania. Badania te wykonano dla tych elementów, których grubo ć pozwalała
Praca łamania KV, J
Równowa ny czas eksploatacji te R, h
a) b)
na pobranie próbek udarno ci tzn. wycinków rur z komór przegrzewacza oraz ruroci gów pary.
Wartoć pracy łamania w temperaturze pokojowej zmierzonej na próbkach udarno ciowych z karbem U2 lub V, pobranych równolegle do osi badanych wycinków rur, w zale no ci od równowa nego czasu eksploatacji teR
, przedstawiono na rysunkach 43-47.
Praca łamania badanych wycinków elementów ze stali 16Mo3 oraz 13CrMo4-5 po długo-trwałej eksploatacji, nawet przekraczaj cej znacznie 100000 godzin, pomimo obni ania si jej warto ci, jest wy sza ni minimalna oczekiwana 27 J, ale cz sto ni sza ni wymagana
Rysunek 44. Wpływ długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania na udarno ć w temperaturze pokojowej materiału komory przegrzewacza pary cz ci ci nieniowej kotłów
energetycznych wykonanych z niskostopowej stali 13CrMo4-5; TeR
= 520°C
Rysunek 45. Wpływ długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania na udarno ć w temperaturze pokojowej materiału komory przegrzewacza pary cz ci ci nieniowej kotłów
energetycznych wykonanych z niskostopowej stali 10CrMo9-10; TeR
= 540°C
Praca łamania KV, J
Równowa ny czas eksploatacji te R, h
minimalna dla stanu wyj ciowego (rys. 43, 44). Podobnie zachowuj si wycinki elementów po eksploatacji w warunkach pełzania ze stali 10CrMo9-10 (rys. 45). Natomiast stale 14MoV6-3 oraz X20CrMoV11-1 po długotrwałej eksploatacji w takich warunkach charakteryzuj si nisk warto ci pracy łamania na próbkach z karbem V w temperaturze pokojowej, która ju po 100 000 godzin pracy jest co najwy ej zbli ona do oczekiwanej minimalnej pracy łamania wynosz cej 27 J, a najcz ciej od niej ni sza, nie spełniaj c wymaga dotycz cych minimalnej warto ci dla stanu wyj ciowego (rys. 46, 47).
Rysunek 46. Wpływ długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania na udarno ć w temperaturze pokojowej materiału wycinków głównych ruroci gów pary wie ej kotłów
energetycznych z niskostopowej stali 14MoV6-3; TeR
= 540°C
Rysunek 47. Wpływ długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania na udarno ć w temperaturze pokojowej materiału komór cz ci ci nieniowej kotłów energetycznych
z wysokochromowej stali X20CrMoV11-1; TeR
= 540°C
Oprócz znajomo ci rzeczywistych warto ci pracy łamania w próbach udarno ci w tem-peraturze pokojowej dla badanych elementów cz ci ci nieniowej kotłów energetycznych b d cych w eksploatacji, istotn informacj jest równie temperatura przej cia w stan kruchy (rys. 48-50). Temperatura ta odpowiada przełomom uzyskanym w próbie udarno ci o zbli o-nym udziale przełomu o charakterze ci gliwym i kruchym (50/50%). W praktyce przyjmuje si , e stan taki odpowiada pracy łamania równej 27 J, uzyskiwanej na standardowych prób-kach z karbem V.
Potwierdzeniem s wyniki bada fraktograficznych przełomów złamanych próbek udar-no ciowych wykonane w skaningowym mikroskopie elektroudar-nowym. Wykazuj one istotne ró nice mi dzy stanem wyj ciowym, gdy przełom jest ci gliwy, a stanem po długotrwałej eksploatacji, gdy jest on zdominowany przez składow łupliw , a p kanie nast puje zarówno mi dzykrystalicznie po granicach ziarn, jak równie transkrystalicznie.
Rysunek 48. Wyniki bada pracy łamania w próbach udarno ci KV w zale no ci od temperatury badania wraz z wyznaczon temperatur przej cia w stan kruchy materiałów
Rysunek 48. Wyniki bada pracy łamania w próbach udarno ci KV w zale no ci od temperatury badania wraz z wyznaczon temperatur przej cia w stan kruchy materiałów