PL9700724
SPAWALNOŚĆ
NOWEJ MARTENZYTYCZNEJ STALI 9Cr-lMo-Nb, V(P91) PRZEZNACZONEJ NA INSTALACJE ENERGETYCZNE
Jerzy Brózda, Marian Zeman
Zakład Spawalności i Konstrukcji Spawanych Instytutu Spawalnictwa - Gliwice
1. KRÓTKA CHARAKTERYSTYKA STALI 9Cr-lMo-Nb,V
Badania nad nowym gatunkiem stali przeznaczonym do pracy w podwyższonych temperaturach, głównie do zastosowania w reaktorach jądrowych, rozpoczęto w USA z końcem lat 70-tych. W wyniku obszernych badań ustalono optymalny skład chemiczny stali, a stal tą określono w normie ASTM jako A213-T91 i A335-P91 oraz w przepisach ASME jako SA213 T91 i SA335 P91, przy czym T (tube) dotyczy rur o małych średnicach, natomiast P (pipe) rur o dużych średnicach. Skład chemiczny oraz własności mechaniczne stali zamieszczono w tabelach 1 i 2.
Tabela 1. Skład chemiczny w [%] stali P91 Materiał
ASTMwg A 355
C 0,08
-8-
0,12
Mn 0,30
+ 0,60
Si 0,20
+ 0,50
P 0,015max.
S max.0,010
Cr 8,00 + _9it50
Ni max.0,04
Mo 0,85 + 1,05
V 0,18
+ 0,25
Al max.0,04
0,060Nb + 0.100
0,03N + 0,07
Tabela 2. Własności mechaniczne stali P91 w +20°C wg ASTM A335
R^fMPa]
585 + 850 R* [MPal
min. 415 KVfJl
min. 41 HB
max. 250
A
5r%l
min. 17
Stal gatunku P91 do pracy w podwyższonych temperaturach z uwagi na:
- wysoką wytrzymałość na pełzanie i dobrą ciągliwość, - dużą odporność na zmęczenie cieplne,
- dobrą spawalność i możliwość łatwego wykonywania połączeń z innymi gatunkami stali ferrytycznych,
- brak skłonności do pęknięć wyżarzeniowych,
- dobrą przewodność cieplną i niski współczynnik rozszerzalności cieplnej,
- dobrą odporność korozyjną i odporność na pękanie w środowiskach wodnych i gazowych (w obecności wodoru)
doskonale nadaje się na grubościenne rury lub odkuwki do budowy kotłów o wyjątkowo dużych wymaganiach eksploatacyjnych oraz na wytwornice pary, szybkie reaktory powielające, reaktory syntez jądrowych i inne odpowiedzialne urządzenia pracujące w temperaturze do 650°C i wypełnia lukę pomiędzy klasycznymi stalami żarowytrzymałymi a stalami austenitycznymi [1].
W Stanach Zjednoczonych, NRF, Japonii i we Francji stal P91 stosowana jest od kilku lat w instalacjach energetycznych elektrowni do budowy nowych urządzeń oraz podczas remontów do wymiany rur ze stali austenitycznych i ze stali 2 l/4Cr-lMo. W opracowaniu [1] podano przykłady zastosowań tej stali w różnych elektrowniach oraz wynikające stąd korzyści. Zalicza się do nich zmniejszenie średnicy i grubości elementów rurowych, a tym samym ich masy, co jest wynikiem wyższej wytrzymałości na pełzanie stali P91. W przypadku zastąpienia stali 2 l/4Cr-lMo stalą P91 w budowie przegrzewaczy pary o parametrach pracy: ciśnienie 311 bar i temperatura 566°C, średnica rurociągu ulega zmniejszeniu z 686 do 432 mm, a grubość ścianki z 198 do 75 mm.
2. WPŁYW CYKLI CIEPLNYCH SPAWANIA NA WŁASNOŚCI SYMULOWANEJ STREFY WPŁYWU CIEPŁA
W ostatnich latach wzrosło w Polsce zainteresowanie stalą P91, która może być zastosowana do budowy nowych elementów energetycznych wykonanych z tej stali, jak i w pracach remontowych istniejących już od lat instalacji, zbudowanych np. ze stali 13HMF. Istotny jest dobór parametrów spawania jak i obróbki cieplnej w czasie i po spawaniu.
W Instytucie Spawalnictwa zbadano wpływ cykli cieplnych spawania na strukturę, twardość, udarność i skłonność stali P91 do pękania. Badania przeprowadzono na próbkach wyciętych z rury o średnicy 275 mm i grubości ścianki g=45 mm ze stali P91 (9Cr-lMo-Nb,V) produkcji f-my Vallourec Industries (Francja). Skład chemiczny oraz własności stali w temperaturze +20 °C spełniały wymagania normy ASTM i ASME (tabl. 1 i 2).
Przemiany strukturalne, zachodzące w warunkach spawalniczych cykli cieplnych, wyznaczono na stanowisku badawczym zaprojektowanym i wykonanym w Instytucie Spawalnictwa [2]. W oparciu o wyznaczone temperatury początku i końca przemiany, sporządzono wykres rozpadu austenitu w warunkach spawalniczych (CTPc-S) - rys.l, na którym zamieszczono rozkład twardości HV1 w SWC w funkcji czasu stygnięcia tg/5.
Analiza wykresu CTPc-S wskazuje na to, że w całym zbadanym zakresie czasów stygnięcia tg/5 do 224 s występuje struktura martenzytyczna. Twardość HV1 zmienia się nieznacznie od 414 do 395 HV1 ze wzrostem czasu stygnięcia tg/5 od 2 do 224 s.
Wpływ cykli cieplnych spawania na mikrostrukturę, twardość i udarność strefy wpływu ciepła (SWC) określono na próbkach poddanych działaniu symulowanych cykli cieplnych spawania, realizowanych w symulatorze cykli cieplno-odkształceniowych. Próbki do badań o wymiarach 10 x 10 x 120 mm poddano działaniu pojedynczych i podwójnych symulowanych cykli cieplnych spawania o następujących parametrach:
a) pojedynczy cykl cieplny spawania
- Tmaxi = 1250°C; czas chłodzenia tg/5 = 6, 60 i 600 s b) podwójny cykl cieplny spawania
-TnJaxi = 1250«C + TI n a x 2 = 900oC, czas tg/s = 6, 60, 600 s - Tmaxi = 1250°C + T , ^ = 750°C, czas tg/5 = 6, 60, 600 s
Na rysunku 3 przedstawiono twardości symulowanej SWC w funkcji czasu stygnięcia tg/5, natomiast na rysunku 4 wykreślono krzywe zmiany udarności KCV w funkcji czasu stygnięcia his.
Wyniki badań udarności przeprowadzonych na próbkach z symulowaną SWC wskazują na to, że ze wzrostem czasu stygnięcia tg/5 następuje wyraźny spadek udarności KCV.
Udarność symulowanej SWC jest wyraźnie niższa od udarności materiału rodzimego, która wynosi około 300 J/cm2.
Najwyższą udarność KV=80 J i twardość 423 HV30 uzyskano w przypadku pojedynczego cyklu cieplnego spawania o temperaturze maksymalnej Tmax=1250 °C. Oddziaływanie kolejnych cykli cieplnych powoduje spadek udarności i twardości w całym zakresie czasów tg/5 = 6, 60 i 600 s.
W przypadku próbek poddanych działaniu podwójnego cyklu, zwiększenie temperatury maksymalnej drugiego cyklu cieplnego T j ^ ^ powoduje wzrost udarności symulowanej SWC (rys.4).
Obróbka cieplna, przeprowadzona w piecu w temperaturze 750°C przez 2 godziny na próbkach z symulowaną SWC (dla cyklu tg/5=6 s), powoduje wzrost udarności do około 225 J/cm2 oraz spadek twardości do około 270 HV. Wzrost czasu wytrzymania próbek w temperaturze 7S0 °C do 4 godzin powoduje dalszy wzrost udarności i spadek twardości, które są zbliżone do odpowiednich wartości dla materiału rodzimego.
3. SKŁONNOŚĆ STALI P91 DO PĘKANIA GORĄCEGO
Ponieważ stale do pracy w podwyższonych temperaturach zawierają dodatki stopowe Cr, Mo, V zwiększające skłonność do hartowania, ich spawalność w porównaniu ze stalami węglowymi jest ograniczona. Ta ograniczona spawalność przejawia się możliwością pojawienia się min. pęknięć gorących i wyżarzeniowych.
Badanie skłonności stali P91 do pękania gorącego wykonano na symulatorze cykli cieplno- odkształceniowych. Próbki, jak na rysunku 6, poddano działaniu symulowanego cyklu cieplnego o temperaturze maksymalnej T^^-ISOO °C i czasie stygnięcia tg/5 = 6 s, a następnie obciążano siłą rozciągającą z szybkością około 25 mm/sek w założonych punktach cyklu cieplnego do momentu ich rozerwania. Obciążanie próbki następowało zarówno przy nagrzewaniu do temperatury maksymalnej cyklu, jak i przy chłodzeniu z tej temperatury.
W trakcie próby wyznaczano temperatury T^ (temperatura, w której przewężenie próbki Z=0) i TN S (temperatura, w której naprężenie a=Q)
Jako kryterium oceny skłonności stali do pękania gorącego przyjęto wartość różnicy tych temperatur AT = TN S- TN D.
Na podstawie wyliczonej różnicy AT«0 wyznaczono, w oparciu o wytyczne [3] "0" klasę skłonności stali do pękania gorącego. Klasa "0" świadczy o tym, że stal P91 jest odporna na pękanie gorące w procesie spawania.
Na rys. 5 przedstawiono wyniki pękania gorącego dla stali P91.
4. SKŁONNOŚĆ STALI P91 DO PĘKANIA WYŻARZENIOWEGO
W celu wyznaczenia skłonności stali do pękania pod wpływem obróbki cieplnej po spawaniu (zwanej inaczej skłonnością do pękania wyżarzeniowego), próbki o kształcie i wymiarach jak na rysunku 6 poddano na symulatorze cykli cieplno-odkształceniowych działaniu prostego symulowanego cyklu cieplnego o temperaturze maksymalnej 1,^=1250 °C i czasie stygnięcia tg/5= 6, 60 i 600 s, a następnie po ochłodzeniu do temperatury otoczenia próbki ponownie nagrzewano w piecu oporowym maszyny wytrzymałościowej INSTRON Model 1115 do temperatur w zakresie 450-650 °C; wygrzewano je w tej temperaturze przez ok. 30 minut i rozciągano ze stałą szybkością równą 0,5 mm/min aż do zerwania próbki.
W trakcie próby wyznaczono przewężenie próbki Z. Jako kryterium odporności na pękanie pod wpływem obróbki cieplnej po spawaniu przyjęto minimalne przewężenie Z= 20 %.
Wyniki badań przedstawiono na rys.7.
Badania wykazały, że przewężenie próbek Z dla każdego badanego cyklu cieplnego posiada w temperaturze około 550 °C minimum, które dla cyklu cieplnego tg/5 =6 i 600 s wynosiło ok. 38 %, natomiast dla cyklu tg/5 =60 s około 33 % (rys.5).
Ponieważ uzyskane wartości przewężeń Z są wyraźnie wyższe od wymaganej minimalnej wartości Z= 20% [5] można uważać, że badana stal P91 jest odporna na pękanie wyżarzeniowe.
5. WYKONANIE ZŁĄCZA SPAWANEGO
Złącze spawane wykonano ręcznie w pozycji EA (pozycja z pionowym usytuowaniem osi rury). Blachy ukosowano na U z progiem 2,5 mm. Grań spoiny wykonano na poduszce argonowej metodą TIG drutem C9MV-IG, natomiast wypełnienie wąskimi ściegami elektrodami otulonymi Fox C9MV firmy Bóhler. Temperatura wstępnego podgrzania wynosiła 200 °C, natomiast temperatura międzyściegowa 300 °C. Wykonane złącze spawane poddano obróbce cieplnej w temperaturze 760 °C przez 2 godziny.
Badania złącza spawanego objęły badania mechaniczne, metalograficzne oraz odporności na kruche pękanie na próbkach udarnościowych Charpy V.
Badania wytrzymałości na rozciąganie złącza spawanego przeprowadzono na maszynie wytrzymałościowej Instron 4210. Wyniki badań zamieszczono w tabeli 3.
Tabela 3. Wyniki badań własności mechanicznych złącza spawanego
Próba statycznego rozciągania R«[MPa]
507,7
Rm[MPa]
698,0
Uwagi dotyczące miejsca zerwania zerwanie poza
Próba statycznego zginania Miejsce
badania lico
Kąt
IIM zgięcia 120°
Uwagi dotyczące miejsca badania bez rys i pęknięć
Na rys"oku 9 przedstawiono krzywe przejścia w stan kruchy materiału rodzimego, spoiny i strefy wpływu ciepła.
Przyczyną stosunkowo niskiej udarności spoiny może być spawanie wąskimi ściegami. Jak podają autorzy publikacji [6] sposób układania ściegów posiada wyraźny wpływ na udarność spoiny. Korzystniejsze jest wykonywanie spoin techniką szerokich ściegów o niedużej grubości, co zwiększa udział wyżarzonego obszaru spoiny w całości jej przekroju, a tym samym poprawia jej udarność.
Badania twardości, wykonane na zgładzi© makroskopowym (rys. 8) wykazały, że maksymalna twardość w materiale rodzimym wynosi 204 HV, spoinie 269 HV, a w strefie wpływu ciepła 278 HV.
6. WNIOSKI
1. Własności wytrzymałościowe, plastyczne i skład chemiczny badanej stali 9Cr-lMo- Nb,V (P91) odpowiadają wartościom podanym w normie ASTM A3 3 5.
2. Badana stal jest stalą martenzytyczną o twardości około 223 HV30, charakteryzującą się wysoką udarnością w stanie dostawy (około 300 J/cm ).
3. W warunkach cykli cieplnych spawania uzyskuje się strukturę martenzytyczną w szerokim zakresie czasów chłodzenia tg/5, przy czym twardość SWC nie przekracza 420 HV.
4. Udarność symulowanej SWC jest niższa od udarności materiału rodzimego i ulega obniżeniu z wydłużaniem czasu stygnięcia tg/5.
Korzystnym jest zatem stosowanie ograniczonej energii liniowej spawania, zapewniającej stosunkowo krótkie czasy stygnięcia tg/s.
Powtórne nagrzanie symulowanej SWC powoduje dalszy spadek jej udarności, który zwiększa się wraz z obniżaniem temperatury maksymalnej drugiego cyklu cieplnego.
5. Obróbka cieplna (750°C/2h,4h) powoduje wyraźny wzrost symulowanej SWC i spadek twardości.
6. Badana stal P91 nie wykazuje skłonności do pękania gorącego (likwacyjnego) i jest odporna na pękanie wyżarzeniowe w gruboziarnistym obszarze SWC.
7. Złącze rurowe spawane elektrodami otulonymi w stanie obrobionym cieplnie posiada dobre własności wytrzymałościowe i plastyczne, nie niższe od odpowiednich własności materiału rodzimego, a twardości nie przekraczają 278HV. Udarność materiału rodzimego i SWC jest wysoka w całym zakresie temperatur badania od +20 do -75 °C. Spoina posiada
znacznie niższą udarność, jednak ze wzrostem temperatury badania wyraźnie rośnie.
