SZAKVÉLEMÉNY Dokumentum sz.: AG

Átírás

1 GÉPÉSZETI ÉS IRÁNYÍTÁSTECHNIKAI KFT Cégj. sz. : Adószám : Levél : H-1680 Budapest, Pf. 157 Telefon : (1) , Fax : (1) alfagas@alfagas.hu SZAKVÉLEMÉNY Dokumentum sz.: AG Tárgya: MOL Rt Dunai Finomító REF4 üzem R21-R24 Reaktor 2.4 jelű körvarratában feltárt repedés szakértői minősítése Megrendelő: PETROLSZOLG Karbantartó és Szolgáltató Kft SAP azonosító: SCALA (projekt) szám: D40264 Munkaszám: AG 458/0204 Lapok száma: 14 lap Budapest, március 01. Dr. Rittinger János műszaki szakértő Moumoulidis Ioannis műszaki szakértő

2 TARTALOMJEGYZÉK 1. BEVEZETÉS 3 2. A FELTÁRT HIBA 3 3. A HIBA STABILITÁSA A hiba stabilitása kúszási körülmények között Az azonnali törés veszély szélsőséges terhelés esetén 7 4. MEGÁLLAPÍTÁSOK 9 5. ÁBRAJEGYZÉK HIVATKOZÁSOK 10 MELLÉKLET: 4 ábra, 4 lapon AG / 10

3 1. BEVEZETÉS A MOL Rt Dunai Finomító REF-4 üzemi R21-R24 jelű reaktor 2.4 jelű hegesztési körvarratában, a legutóbbi leállás során elvégzett ultrahangos vizsgálat síkszerű hibát mutatott ki. Az ALFAGAS Kft korábban szakvéleményben foglalta össze a REF4 üzemi R21- R24 jelű reaktorok maradó élettartamának meghatározását [1], amelyhez részletes végeselemes feszültség analízis kapcsolódott [2]. Az [1] szakértői vélemény a 28. oldalán tájékoztatást ad arról, hogy az R21, R23 és R24 reaktorokban már 1998-ban és 2002-ben végzett roncsolásmentes vizsgálatok során találtak repedés jellegű hibákat. A megállapítást követően a szakértői vélemény joggal elveti a roncsolásos vizsgálatok elvégzését, és logikus érveléssel valószínűsíti azt, hogy a talált repedések gyártási eredetűek voltak. A talált hibákat kijavították decemberében három egymástól független roncsolás mentes anyagvizsgáló [3, 4, 5] azonos helyen síkszerű hibát talált. A [3, 4] jegyzőkönyv szerint a hibák vastagság irányú mérete megegyezik 2a=4 mm, az [5] vizsgálati jegyzőkönyvben a hiba vastagság irányú mérete 2a=10 mm. A hiba helyét a három anyagvizsgáló egybehangzóan, a belső felülettől mérve 5 mm-ben határozta meg. A hiba hosszát mindhárom anyagvizsgáló azonosnak, 2c=40 mm-ben állapította meg. 2. A FELTÁRT HIBA A hibák keletkezésének időpontját az [1] szakvélemény a gyártás - szerelés időpontjára teszi. Üzemelés során felületről kiinduló repedések keletkeznek (plattírozott készülékek esetén felületnek számít a plattírozott réteg és a hordozó réteg közötti felület is) és természetesen síkszerűek. Ettől eltérő jellegűek a korróziós károsodás hatására keletkező falvastagság csökkenés, illetve a lyukkorrózió. A gyártási eredetű, de az értékelési határt meg nem haladó eltérések az üzemeltetés során terjedhetnek. Függetlenül az eltérés alakjától a terjedő hiba mindig síkszerű. Megjegyzés: egy termékre vonatkozó elfogadási szintet (QC) meg nem haladó, regisztrált hibákat eltérésnek, az elfogadási szintet meghaladót, vagy az üzemeltetés során terjedő eltérést hibának nevezzük. A hidrogén elnyelődését, a hőmérsékletet, a hidrogén parciális nyomását és az acél összetételét (króm és molibdén tartalmát) figyelembe véve, az [1] szakértői vélemény kizárja a szulfid zárványokkal, valamint a vaskarbiddal való reakció hatására létrejövő repedésképződést a Nelson diagram alapján. AG / 10

4 A fenti érvek szerint elfogadjuk azt, hogy a roncsolásmentes vizsgálatokkal [3 5] feltárt hiba gyártási-szerelési eredetű, de meg kell vizsgálni azt, hogy ezeket a hibákat a gyártás-szerelést követő roncsolás mentes vizsgálat miért nem tárta fel? Az [1] szakértői vélemény 6. ábrája, határozottan optimista módon tartalmazza a különböző vizsgálati módszerek esetén a POD (Probality of Detection) értékét a síkszerű hiba vastagság irányú mérete függvényében. W. Marshall (ma Lord Marshall) készített elemzést több forrásból származó, ASME Code VII, VIII, BS 5500, AD Merkblatter követelmények szerint gyártott nyomástartó edény gyártása során elkövetett és csak később az üzemeltetés során feltárt hibákról. Az elemzés alapján megállapította, hogy a hibák sűrűség függvénye: F(x) = 0.16 exp(-0.16 x) ahol: x = a (mm) (x = 2a felület alatti hiba esetén) Marshall részletesen elemezte az ultrahangos anyagvizsgálók képességét (a kor technikai színvonalának figyelembevételével) és a hegesztési hibák kimutatásának valószínűségére a következő összefüggést határozta meg: POD(x) = [1 exp( x)] Az 1. ábra tartalmazza az F(x) és a POD(x) függvényeket, feltüntetve az [1] szakértői vélemény 6. ábrájából az átlagnak tekinthető UT-Nordtest mérések eredményét. A roncsolásmentes vizsgálattal feltárt síkszerű hiba előfordulásának valószínűsége: F(4) = 8.4 x a=4 mm, illetve F(10) = 3.2 x a=10 mm esetén Ezen méretű hibák kimutatásának valószínűsége POD(4-10) = % Marshall szerint, illetve POD(4-10) = % az UT-Nordtest szerint: A POD értékek alapján jogosan tételezhető fel, hogy a gyártást szerelést követő roncsolásmentes vizsgálatok során nem fedezték fel a vizsgált hibát. A 2. ábra a POD értékét a síkszerű hiba vastagság irányú mérete (a), illetve a hiba hosszúságának függvényében ismerteti Dufresne [6] nyomán. Az a < 9 mm görbét véve egy mm hosszú hiba kimutatásának valószínűsége 60-70% között van. Ez az adat is alátámasztja az előzőekben tett megállapításokat, azaz a feltárt hiba gyártási eredetű. AG / 10

5 A HIBA STABILITÁSA 2.1. A hiba stabilitása kúszási körülmények között A kúszási károsodás legfontosabb mérőszáma az üregképződés, illetve az üregek számának és méretének növekedése, amelyek alapján a károsodás mértékét 5 fokozatba sorolják [7]. A kúszási károsodás eredményeként megjelenő repedés, illetve a gyártás szerelés során keletkezett és fel nem tárt síkszerű hiba stabilitását a törésmechanika alkalmazásával lehet értékelni [8]. Az értékelési módszert korábban a [9] dokumentum, jelenleg a [10] szabvány tartalmazza. Az 1%Cr 0.5%Mo ötvözésű acélokra, C hőmérsékleten a kúszási sebességre, ill. a repedésterjedés sebességére alkalmazzuk a következő összefűggéseket [10]: Kúszásra, a Norton egyenlet: dε/dt = B σ n ahol az állandók: B = (MPa n /s) n = 8.6 A repedés terjedés sebessége: da/dt C * n/(n+1) ahol: n a Norton egyenlet kitevője, C * W/m 2 (J/m 2 s) az útfüggetlen integrál kúszási körülmények között [8] A [10] szabvány a repedésterjedési sebesség számítására két lehetőséget kínál: az 1%Cr-0,5%Mo ötvözésű acélra: da/dt = 0.02 C * 0.85 A C * értékét a J-integrálhoz az adott hőmérsékleten vizsgálattal kell meghatározni. Nyilván erre jelenleg nincs mód. A szabvány számolva azzal, hogy a C * értéke nem áll rendelkezésre, közelítő megoldásra tesz ajánlást a repedés sebességének meghatározására, az alábbi formula szerint da/dt = [(K p I) 2 / σ ref t ref ] 0.85 ahol: K I (MPa (m) 0,5 ) rugalmas analízis alapján, az elsődleges feszültségekből számított feszültségintenzitási tényező, σ ref (MPa) referencia feszültség (itt elsődleges feszültség) t ref (h) a referencia szinten a töréshez tartozó idő. AG / 10

6 Ahhoz, hogy adott síkszerű hiba esetén, kúszás hatására repedésnövekedés következzen be, meghatározott (inkubációs) időnek kell eltelni. Az inkubációs idő a [10] szabvány szerint: t i = 0.89 [σ ref t ref / (K p I) 2 ] 0.85 Az elemzéshez a 2. pontban ismertetett három vizsgáló eredménye alapján a következő méretű és alakú hibát tételezzük fel: A hiba a belső felülettől 5 mm-re van. A hibát ellipszissel közelítve, a jellemző méretei: 2c=40 mm (az ellipszis nagy tengelyének kétszerese), 2a = 10 mm (az ellipszis kistengelyének kétszerese). A vizsgálatok eredményeit figyelembe véve ez pesszimisztikus feltételezés. Az [1] szakvélemény 4.1 pontja szerint az R24 reaktor kúpos köpenyének 2.4 hegesztési varratában ébredő axiális feszültség σ=29.62 MPa. Ez az C hőmérsékleten, 200 ezer óra időtartamra érvényes, 1%-os maradó alakváltozást okozó kúszási határ (67.73 MPa) 43.7%-át teszi ki. A σ ref = σ p = MPa primer feszültség szinten és az C hőmérsékleten meg kell határozni a törésig eltelt idő nagyságát. Az 1%Cr 0.5%Mo ötvözésű acélra 60MPa-nál kisebb feszültségtartományban nem állnak rendelkezésre adatok. Erre az acélra ismert a σ = f(p) kapcsolat, amelyben P, a Larson Miller paraméter: P = T ( logt) 10-4 ahol: T (K) hőmérséklet, t (h) igénybevétel időtartama Az C hőmérsékleten a h időhöz tartozó kúszáshatár, MPa. A σ = MPa feszültséghez tartozó idő jelentősen kívül esik a görbe határán. Egy logaritmikus kapcsolat érvényességi határán túlra extrapolálni, bizonytalan (az extrapolálás eredménye > h időtartamra adódna). Ezért tételezzük fel, hogy a t ref = 10 6 h ez kereken 10-szerese a feltételezett eddigi üzemi időnek ([1], 12. o.). A hiba méretéhez és helyzetéhez tartozó feszültségintenzitási tényező értékét a [11] feszültség intenzitási tényezőkre vonatkozó atlasz (9.32 szakasza) alapján határoztuk meg, a hiba felülethez közel eső pontjában ( mivel a feszültségintenzitás ebben a pontban a nagyobb): K p I = F (2/π) σ ref (π a /φ) 0.5 ahol: F a hiba méretétől és excentricitásától függő állandó σ ref (MPa) referencia feszültség, amely a szerkezeti elemet terheli a (m) a hibát befoglaló ellipszis kistengelye, φ a hiba kontúrját jellemző állandó AG / 10

7 F = 1.58 a [11] atlasz alapján, φ = 1.18 (a BS 7910 szerinti grafikus megadás φ=1.21 és az ASME Code XI szerinti φ=1.15 értékek átlaga) σ ref = σ p = MPa a = m Ezekkel az adatokkal, a primer feszültségre érvényes feszültségintenzitási tényező: K p I = 3,4 MPa (m) 0.5 (nagyon kis érték) és az inkubációs idő t i = h Az eddigi vizsgálatok kúszási károsodásra utaló nyomokat nem mutattak ki. Ezt igazolja, hogy az eddig eltelt üzemeltetési idő kevesebb mint fele a pesszimisztikusan számolt inkubációs időnek. Végezzünk számítást a repedésterjedés sebességére, abban az esetben, ha az üzemi idő meghaladja az inkubációs időt. A feltételezett, illetve számított adatok megegyeznek az inkubációs idő számításához használt adatokkal. A repedésterjedés sebessége: da/dt = m/h A számított repedésterjedési sebesség esetén kereken óra szükséges ahhoz, hogy a hiba felülethez közel (5 mm-re) eső pontja a felületre kiterjedjen Az azonnali törés veszélye szélsőséges terhelés esetén A repedésjellegű hibát tartalmazó szerkezet állapotértékelése a FAD (Failure Assesment Diagram) módszeren alapul (3. ábra). Ha a hibás szerkezet terhelési feltételeit jellemző pont a FAD határgörbén belül van, akkor a szerkezet integritása biztosított, ellenkező esetben a repedés veszélyesnek minősül és a szerkezet biztonságosan nem működtethető. A határgörbére eső pontok a kritikus méretű hibával rendelkező szerkezet terhelési határfeltételeit jellemzik és a túlterhelés hatására várható törés jellegét (ridegtörés, rugalmas-képlékeny törés, képlékeny összeomlás) mutatják. Tételezzük fel, hogy a reaktor 2.4 jelű varrata C hőmérsékleten már teljes terhelés alá kerül. Ennek elemzéséhez szükség van a 2.4 varratra merőleges maradó feszültségek figyelembe vételére. A 2.4 jelű hegesztési varratot a 2/89168/ terv előírása szerint C hőmérsékleten hőkezelték. Másodlagos feszültség a maradó feszültség, amelynek nagysága legfeljebb a hőkezelés hőmérsékletén érvényes folyáshatárral egyezik meg. AG / 10

8 A maradó feszültség nagysága: σ R = R p0,2t cos (2π x/t) ahol: R p0,2t (MPa) folyáshatár a hőkezelési hőmérsékleten (60 MPa) x (mm) a hiba felülettől mért távolsága (5mm) t (mm) a falvastagság (36mm) ezen adatokkal, a hiba, felülethez legközelebb eső pontjában a maradó feszültség σ R = 46 MPa és a teljes (elsődleges és másodlagos) terhelő feszültség σ (p+s) = σ p + σ R = MPa Ezzel a feszültségintenzitási tényező az elsődleges és másodlagos feszültségekre: K (p+s) I = 8.67 MPa (m) 0,5 A hegesztett kötés C hőmérsékleten szívós állapotban van. Ebben a tartományban az ütőmunka maximális értékéből számítható a törési szívósság értéke. Fogadjuk el a BS 7910 J3 ábráján szereplő közelítést és tételezzük fel, hogy az ütőmunka USE (Upper Self Energy) értéke 80J, amelyhez K mat = 100 MPa (m) 0,5 törési szívósság tartozik. Így a szívóssági arány (a repedésnek a felülethez legközelebb eső pontjában): K r = K (p+s) / K mat = 0,087 A DIN szerint, az 1%Cr 0.5%Mo ötvözésű acélok melegfolyás határa C hőmérsékleten 215 MPa, a szakítószilárdság becsült értéke, pedig 310 MPa. A folyási feszültség: σ flow = (R p0.2t + R mt ) /2 = 262 MPa Ezzel a terhelési viszony (a repedésnek a felülethez legközelebb eső pontjában): L r = σ (p+s) /σ flow = 0,29 A repedés környezetének terhelési feltételeit tükröző A pont koordinátái: (L r, K r ) = (0.29 ; 0.087) A pont a határdiagramon belül van (4. ábra), az elfogadási kritérium teljesül, azaz a feltárt hiba nem veszélyes. A töréssel szembeni biztonsági tényező: SF = OB / OA = / = 4.01 AG / 10

9 3. MEGÁLLAPÍTÁSOK A MOL Rt Dunai Finomító REF4 üzem R21-R24 Reaktora 2.4 jelű körvarratában évi roncsolásmentes vizsgálata során feltárt repedésjellegű hiba, gyártási eredetű folytonossági hiány, és amelyet a gyártási időszakban (1990-ben) elvégzett roncsolásmentes vizsgálatokkal nem mutattak ki. A feltárt hiba kúszási igénybevétel hatására bekövetkező terjedését megelőző inkubációs időt, az eddig eltelt üzemeltetési idő nem haladta meg, sőt, az inkubációs idő a berendezés várható (tervezett) élettartamán kívül esik. A lappangási időn túl, a hiba stabilitása megszűnik, és egy lassú repedésterjedésre lehet számítani. A feltárt hiba szélsőséges terheléssel szembeni stabilitása nagy biztonsággal megfelelő. A feltárt hiba törésmechanikai elemzése következetesen pesszimisztikus megközelítésre épült, mivel hiányzó input adatok miatt, több ponton feltételezésekre kellett hagyatkozni. A pesszimizmus korlátai a hiányzó adatok pótlásával bonthatók le. Erre jelenleg már csak az üzemeltetés során végzett roncsolásmentes vizsgálatok szigorításán keresztül van mód és lehetőség. A roncsolásmentes vizsgálatok hatékonyságának és megbízhatósági szintjének növelése érdekében meg kell követelni, hogy a roncsolásmentes anyagvizsgálók az MSZ EN 473 szerint EM területre érvényes tanúsított minősítéssel, kellő és igazolt gyakorlattal (tréninggel) rendelkezzenek, valamint az új berendezések gyártásának ellenőrzésére vonatkozó szabványok helyett, az üzemelő berendezéseknél, az üzemi igénybevétel hatására keletkező hibák feltárására és méretének meghatározására (jellemzésére) vonatkozó szabványokat (pld. MSZ EN 583 sorozatot) használjanak. A feltárt hiba a berendezés üzembiztonságát nem befolyásolja, nem veszélyes és javítása szükségtelen. Helye pontosan ismert, a soron következő tervszerű revízió során a roncsolásmentes vizsgálatot meg kell ismételni és az eredményét összehasonlítani a 2003-ban végzett vizsgálatok eredményével. A két eredmény összehasonlítása alapján lehet a mostani döntést megerősíteni vagy azt szükség szerint felülvizsgálni. AG / 10

10 4. ÁBRAJEGYZÉK 1. ábra A hibák kimutathatósága (POD) és előfordulásuk gyakorisága (F) 2. ábra A hiba kimutathatósága a repedés méretek függvényében 3. ábra Repedésjellegű hibák értékelése FAD hibaértékelési diagram módszerrel 4. ábra FAD Hibaértékelési Diagram 5. HIVATKOZÁSOK [1] Dr. Bacskai, A., Dániel, Sz., H. Tóth, Zs., Moumoulidis, I.: MOL Rt Dunai Finomító REF-4 üzemi R21-R24 jelű reaktorok maradék élettartamának meghatározása. Szakvélemény. AG (ALFAGAS Kft) [2] H. Tóth, Zs., Dániel, Sz., Moumoulidis, I.: R21-R24 jelű reformáló reaktorok végeselemes feszültség analízise. AG (ALFAGAS Kft) [3] Vizsgálati jegyzőkönyv ultrahangos vizsgálatról K-15/ AGMI Rt Budapest [4] Ultrahangos vizsgálati jegyzőkönyv. 2003/575 R.U.M. Testing Kft Budapest [5] Ultrahangos vizsgálati jegyzőkönyv. Detektor 43 Bt. Budapest (és a jegyzőkönyv mellékletei). [6] Dufresne, J. Advances in Fracture Research. Fracture (1981), Vol 2 D Pergamon Press p517 (1981) [7] Rittinger, J.: Az üregképződés mechanizmusa. Gép XLIII 310 (1990). [8] Rittinger, J.: A kúszási károsodás törés mechanikai értékelése. Gép L 38 (1999/4) [9] PD 6539 (1994) Guide to methods for the assessment of the influence of the crack growth on the significance of defects in components operating at high temperatures, BSI, London, pp [10] BS 7910:1999 Guide on Methods for Assessing the Acceptability of Flaws in fusion welded structures. [11] Murakami, Y.: Stress Intensity Factors Handbook. Pergamon Press ( ) AG / 10

11 A hibák kimutathatósága (POD) és előfordulásuk gyakorisága (F) POD 1,0 F 1,0E-01 0,9 0,8 0,7 0,6 0,5 POD Nordtest POD Marshall F Marshall 1,0E-02 0,4 0,3 1,0E-03 0,2 0,1 0, Hibaméret 1,0E (mm) 1. ábra

12 A hiba kimutathatósága a repedés méretek függvényében 1,0 0,8 0,6 a 18 < a < < a < < a < 15 9 < a < 12 0,4 a < 9 0,2 0, repedés hossza 150 (mm) 2. ábra

13 Repedésjellegû hibák értékelése FAD hibaértékelési diagram módszerrel Hiba méretek Feszültség analízis Feszültségintenzitási tényezõ, K I Anyag szivóssága K MAT K r = K I K MAT FAD határgörbe Ridegtörés Nem megfelelõ tartomány (veszélyes repedés) SZIVÓSSÁGI ARÁNY Rugalmas-képlékeny törés Értékelési pont Megfelelõ tartomány Képlékeny összeomlás TERHELÉSI ARÁNY I ref L r = Iys Referencia feszültség I ref Anyag folyáshatára I ys Hiba méretek Feszültség analízis 3. ábra

14 FAD Hibaértékelési Diagram 1.0 K r NEM MEGFELELÕ TARTOMÁNY Határvonal lépcsõs folyásgörbéjû acélokra AMEGFELELÕ TARTOMÁNY (L r határvonalakon belül) Cut-off for ASTM A508 C-Mn acélok határvonala Ausztenites korrózióálló acélok határvonala Megjegyzések: 1. A FAD-határgörbe egyenlete: P P Kr Lr exp 065. Lr L P r L P r(max) L P r e c h F H I 2 j c h 6 for K 2. A határgörbe kiterjeszthetõsége az L r P tengelyen: a. L r P(max) 100. lépcsõs folyáshatárú acélokra (felkeményedési kitevõ > 15), b. L r P(max) 125. C-Mn acélokra, c. L r P(max) 180. ausztenites korrozióálló acélokra, és d. L r P f (max) I I ys más anyagokra a folyási feszültség és folyáshatár hányadosa szerinti f I yield stress; the flow stress and yield stress are evaluated at the assessment temperature. 3. If the strain hardening characteristics of the material are not known, then L r P(max) 10. should be used in the assessment. 4. The value of L r P(max) may be increased for redundant components (see Appendix D, paragraph D b). 6. If L r P(max) 10,. then the FAD may be defined7. ábra using following equation: P P K 10. L L 10. r e c rh j for r (max) (9.47) 6. The FAD in the dashed line is used withh4. ábra