автореферат диссертации по энергетике, 05.14.14, диссертация на тему:Повышение долговечности гибов высокотемпературных паропроводов ТЭС

На правах рукописи

КАТАНАХА Николай Александрович

ПОВЫШЕНИЕ ДОЛГОВЕЧНОСТИ ГИБОВ ВЫСОКОТЕМПЕРАТУРНЫХ ПАРОПРОВОДОВ ТЭС

Специальность 05.14.14 - Тепловые электрические станции, их энергетические системы и агрегаты

Автореферат диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

005544907

САНКТ-ПЕТЕРБУРГ - 2013

005544907

Работа выполнена на кафедре «Атомная и тепловая энергетика» в Федеральном государственном бюджетном образовательном учреждении высшего профессионального образования «Санкт-Петербургский государственный политехнический университет» (ФГБОУ ВПО «СПбГПУ»)

Научный руководитель

— Гецов Леонид Борисович — доктор техн. наук, старший научный сотрудник

Официальные оппоненты:

- Судаков Александр Вениаминович - доктор техн. наук, профессор, ОАО «Научно-производственное объединение по исследованию и проектированию энергетического оборудования им. И.И. Ползунова» (Санкт-Петербург), заместитель генерального директора по научной работе;

-Бор Станислав Михайлович - доктор техн. наук, профессор, НИИ кораблестроения и вооружения ВМФ ВУНЦ ВМФ «Военно-морская академия» (Санкт-Петербург), ведущий научный сотрудник.

Ведущая организация -ОАО "Всероссийский дважды ордена Трудового Красного Знамени теплотехнический научно-исследовательский институт" (Москва).

Защита состоится «17» декабря 2013 г. в 16-00 на заседании диссертационного совета Д 212.229.04 при ФГБОУ ВПО «Санкт-Петербургский государственный политехнический университет» по адресу: 195251, Санкт-Петербург, Политехническая ул., д. 29, в аудитории 411 ПГК

С диссертацией можно ознакомиться в Фундаментальной библиотеке ФГБОУ ВПО «Санкт-Петербургский государственный политехнический университет»

Автореферат разослан «15» ноября 2013 г.

Отзыв на автореферат, заверенный печатью учреждения, в двух экземплярах просим направить по вышеуказанному адресу на имя ученого секретаря диссертационного совета.

Факс: (812) 552 89 45,

E-mail: kgl210@mail.ru

Ученый секретарь диссертационного совета

^ К.А. Григорьев

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность проблемы. С повышением начальных параметров пара и мощности паротурбиных установок тепловых электростанций возрастает значение надёжности работы их главных паропроводов. Паропроводы тепловых электростанций - одна из основных систем ТЭС.

В практике эксплуатации ТЭС зарегистрирован ряд случаев аварийного выхода нз строя оборудования в связи с повреждением гибов паропроводов. Разрушение гибов труб представляет большую опасность для обслуживающего персонала, которое может привести к человеческим жертвам, и наносит значительный материальный ущерб из-за длительных вынужденных простоев оборудования в результате аварий.

Для выяснения причин подобных повреждений и устранения возможности их появления при длительной эксплуатации необходимо иметь информацию о целом ряде факторов: технологии изготовления гибов, геометрии сечения гибов, их напряженно-деформированного состояния и его изменения при эксплуатации.

В паропроводах ТЭС реализуется сложный вид напряженного состояния, зависящий от конструктивных особенностей системы, изменяющийся во времени и отличающийся размерами зоны действия максимальных напряжений.

В связи с изложенным выше очевидна целесообразность выполнения работ по изучению процессов, происходящих в ходе эксплуатации гибов.

Отдельные разделы настоящей работы выполнены в рамках гранта Российского фонда фундаментальных исследований № 12-08-00-943, а также при поддержке Правительства Санкт-Петербурга в виде грантов для студентов, аспирантов, молодых учёных, молодых кандидатов наук за 2010 г.

Степень разработанности темы исследования. Расчёт на прочность гибов паропроводов осуществляется на основе нормативно-технической документации: РД 10-249-98 «Нормы расчёта на прочность стационарных котлов и трубопроводов пара и горячей воды» и СТО 17330282.27.100.005-2008 «Основные элементы котлов, турбин и трубопроводов ТЭС. Контроль состояния металла. Нормы и требования». В ряде работ отечественных (Е.А. Гриня, И.А. Данюшевского, М.С. Сайковой и др.) и зарубежных (J.P. Rouse, М.К. Samal и др.) авторов с целью определения ресурса гибов паропроводов используются расчеты методом конечных элементов. Однако внедрение таких методов расчёта в нормативно-техническую документацию требует проведения детальных исследований процессов неупругого деформирования, протекающих в гибах паропроводов, и поиск оптимальных решений для их описания.

Цель и задачи работы. Цель настоящей работы - разработка современной методики прочностного расчета гибов высокотемпературных паропроводов и получение необходимых данных, позволяющих осуществлять выбор наиболее подходящих материалов паропроводов на параметры пара 500...600 °С для ресурса 300 000 ч и более.

Для достижения поставленной цели решались следующие задачи:

1. Исследовать закономерности процессов ползучести материалов при больших временах (не менее 200 ООО ч), изучить влияние наклёпа на сопротивление ползучести. Провести анализ существующих моделей ползучести применительно к условиям эксплуатации гибов паропроводов.

2. Разработать модель ползучести, позволяющей адекватно описывать процессы ползучести применительно к малым и большим временам эксплуатации металла и методы определения ее параметров для применяемых для изготовления гибов паропроводов сталей 15Х1М1Ф, 12Х1МФ и 10Х9МФБ в широком диапазоне температур и длительностей эксплуатации.

3. Разработать методику исследования напряженно-деформированного состояния и расчетной долговечности гибов высокотемпературных паропроводов с применением разработанной модели ползучести. Провести соответствующие расчеты применительно к гнутым и крутоизогнутым гибам паропроводов из разных сталей.

4. Разработать рекомендации для корректировки нормативно-технической документации, применяемой при проектировании, изготовлении и определении ресурса гибов паропроводов.

Методология исследования. Для решения поставленных задач использовались экспериментальные методы, предназначенные для получения данных по ползучести материалов, и расчётные методы, предназначенные для обработки и анализа полученных данных экспериментов с целью определения ресурса гибов паропроводов.

Научная новизна.

1. Разработана новая модель ползучести, позволяющая адекватно описывать процессы ползучести на всех трех стадиях применительно к малым и большим временам эксплуатации металла и методы определения ее параметров, обеспечивающие единственность решения.

2. Определены особенности напряженно-деформированного состояния при разных температурах и длительностях эксплуатации гибов паропроводов (различной конструкции и технологии изготовления), выполненных из разных материалов.

3. Разработана методика расчетно-эксперименталыюго определения режима отпуска для снятия напряжений деталей из перлитных сталей и титановых сплавов.

4. Определены закономерности изменения овальности гибов из сталей 15Х1М1Ф, 12Х1МФ и 10Х9МФБ во время длительной эксплуатации в диапазоне температур 500...600 °С.

5. Разработана методика определения параметров ползучести по результатам испытаний на релаксацию напряжений.

6. Подтверждена целесообразность использования стали 10Х9МФБ для изготовления паропроводов при температурах до 600 °С.

Практическая ценность. На основании результатов проведенной работы разработана модель ползучести, позволяющая адекватно определять значения деформаций ползучести при больших временах. Разработаны рекомендации по

корректировке нормативно-технической документации, применяемой для определения остаточного ресурса гибов паропроводов.

Реализация работы. Даны рекомендации по использованию результатов исследования для определения остаточного ресурса гибов, находящихся в эксплуатации, и выбора материала паропроводов и гибов проектируемых ТЭС на параметры пара 600 °С с ресурсом 300 ООО ч и более. Полученные результаты в настоящее время проходят процесс внедрения в стандарт предприятия СТО ЦКТИ-ВТИ «Методы расчета на прочность и ресурс элементов котлов и паропроводов».

Личный вклад автора. Автором проведен анализ состояния вопроса по определению долговечности гибов паропроводов, предложена новая модель ползучести, описывающая процессы накопления деформаций в металле во время длительной эксплуатации и на первой стадии ползучести. Разработана методика идентификация параметров предложенной модели ползучести и выполнены соответствующие расчеты для трубных сталей применительно к различным температурам эксплуатации. Проведены многочисленные расчеты напряженно-деформированного состояния двух типов гибов из разных материалов н определению их долговечности.

Достоверность и обоснованность полученных результатов подтверждаются высокой точностью и единственностью решений, точностью описания экспериментальных данных, имеющихся в литературе и полученных в настоящей работе, согласованностью с отдельными результатами, полученными другими авторами.

Апробация работы. Результаты работы докладывались на научно-практических конференциях:

1. «XXXVIII Неделя пауки СПбГПУ», г. Санкт-Петербург, Санкт-Петербургский государственный политехнический университет, 2009 г.;

2. «Ресурс, надёжность и эффективность использования энергетического оборудования», г. Харьков, Института проблем машиностроения им. А.Н. Подгорного НАН Украины, 25-28 мая 2010 г.;

3. XXXIX Неделя науки СПбГПУ, г. Санкт-Петербург, Санкт-Петербургский государственный политехнический университет, 2010 г.;

4. XL Неделя науки СПбГПУ, г. Санкт-Петербург, Санкт-Петербургский государственный политехнический университет, 2011 г.;

5. «Конструкционная прочность материалов и ресурс оборудования АЭС», г. Киев, Институт проблем прочности им. Г.С. Писаренко НАН Украины, 02-05 октября 2012 г.;

6. XLI Неделя науки СПбГПУ, г. Санкт-Петербург, Санкт-Петербургский государственный политехнический университет, 2012 г.

Публикации. По материалам диссертации опубликовано 14 работ, в том числе 4 — в журналах из перечня ВАК.

Структура и объем работы. Диссертация состоит из введения, пяти глав, заключения и выводов, списка использованной литературы. Работа изложена на 110 страницах машинописного текста, содержит 41 рисунок и 27 таблиц. Библиографический список включает 106 наименований.

Положения, выносимые на защиту:

1. Единая модель долгосрочной и краткосрочной ползучести сталей;

2. Методика идентификация параметров модели и ее программная реализация;

3. Результаты определения параметров при разных температурах для трубных сталей: 10Х9МФБ, 12Х1МФ, 15Х1М1Ф;

4. Процедура определения ресурса гибов паропроводов ТЭС с применением расчетов методом конечных элементов;

5. Результаты расчётного определения ресурса гибов паропроводов ТЭС, изготовленных из сталей: 10Х9МФБ, 12Х1МФ, 15Х1М1Ф, на основе аналитических формул и расчётов, выполненных методом конечных элементов;

6. Результаты экспериментальных исследований ползучести материала 12Х1МФ в состоянии полугорячего наклепа;

7. Рекомендации по использованию стали 10Х9МФБ для гибов паропроводов с температурой пара 600 °С.

ОСНОВНОЕ СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Во введении обоснована актуальность темы работы, сформулированы цель и задачи работы, отмечены научная новизна и практическая ценность полученных результатов, а также основные положения, выносимые на защиту.

В первой главе проанализированы основные вопросы, связанные с гибами паропроводов: способы изготовления, применяемые материалы и их свойства; особенности эксплуатации гибов и их повреждения, возникающие при длительной эксплуатации, а также описаны существующие основные модели расчёта прочности и определения ресурса гибов паропроводов.

Гибы трубопроводов в процессе их эксплуатации находятся в сложных, тяжёлых и многофакторных условиях нагружения: давления; усилий самокомпенсации температурных расширений; весовых нагрузок; действия напряжений, обусловленных перепадом температур по толщине стенки; коррозионного воздействия среды (пара и изоляции) в условиях напряжений.

В настоящий момент существует два основных метода расчёта на прочность и определения ресурса гибов паропроводов: аналитический, регламентируемый нормативно-технической документацией, и численный, в основе которого лежит метод конечных элементов (МКЭ). Недостатками аналитического метода является значительная погрешность расчёта из-за несоответствия формы элементов исходным предпосылкам. Недостатками проведённых другими авторами расчётов МКЭ является не учёт первой стадии ползучести и её особенностей при больших временах, что в итоге приводит к более консервативной оценки ресурса гиба. С другой стороны в них учитываются процессы повреждений металла, обуславливающие образование третьей стадии ползучести.

Таким образом, проведённый детальный анализ показывает, что для полного и достоверного расчёта ресурса гибов паропровода необходимо

использовать МКЭ с применением модели ползучести, отвечающей реальному процессу.

Во второй главе описаны методы исследования, используемые при изучении долговечности гибов. Обработка и аппроксимация результатов испытаний на ползучесть проводится с использованием метода наименьших квадратов, реализованного с использованием алгоритма Левенберга-Марквардта. Определение напряженно-деформированного состояния гибов производится МКЭ с учетом ползучести (но разным моделям). Испытания на ползучесть проводились в соответствии с ГОСТ3248-81 на образцах, предварительно, подвергнутых полугорячему наклепу в условиях растяжения. Для учета процессов коррозии используются литературные данные.

Для проведения расчётов используются программное обеспечение: MathCad, Solid Works, ANSYS и разработанные A.C. Семеновым PANTOCRATOR и CES.

В третьей главе проведён анализ новой модели ползучести материала и приведены результаты определения её параметров для трубных сталей.

Модель ползучести. ориентированная на анализ накопленных деформаций при больших сроках службы.

Для оценки напряженно-деформированного состояния деталей, работающих при высоких температурах, проводят расчеты на ползучесть, в которых в качестве характеристик материала чаще всего используют степенную аппроксимацию Нортона (1) или модель Содерберга (2).

е'=Ва'а1, (1)

= Aak(\-e-Ca'') + B<j'"t, (2)

где А, В, С, к, /, m - параметры материала, зависящие от температуры.

Преимуществом второй модели перед первой является возможность учёта первой стадии ползучести, которая определяет процессы релаксации напряжений на начальной стадии.

В работе установлено, что для описания процессов ползучести применительно к прогнозированию на длительные сроки эксплуатации необходима модернизация модели Содерберга (2). Модернизации обусловлена необходимостью учёта уменьшения скорости ползучести на второй стадии с течением времени (рисунок 1), характерным для испытаний большой длительности.

Рисунок 1 - Кривая ползучести, полученная А.А. Чижиком для стали 18X11МФБН (ЭП291Ш) Г= 550 °С, а= 100 МПа

Для достижения данной цели разработана модифицированная модель Содерберга (3):

£' =Aak(l-e-") + Bih,am. (3)

Для учёта третьей стадии напряжение а в уравнении (3) было заменено на

а , где со - повреждение, вызванное накоплением деформаций ползучести. 1 — со

Скорость накопления повреждений со вычисляется согласно классической модели повреждаемости Качанова-Работнова по формуле (4):

(4)

где D и р - постоянные материала, определяемые из значений предела длительной прочности.

Определение параметров модели ползучести для используемых материалов паропроводов.

Предложено два способа определения шести констант, как из результатов экспериментов на ползучесть, представленных в виде кривых ползучести или изохронных кривых, так и на релаксацию напряжений.

Определение параметров модели материала по кривым ползучести. Процедура нахождения шести вышеуказанных коэффициентов включает следующие этапы:

1. В случае, если экспериментальные данные представлены в виде кривых ползучести, то для каждой кривой ползучести сг,, <г2,..., cr , = const при каждом

значении времени t,,t2,...,t определяются значения деформации ползучести

£с (таблица 1):

Таблица 1 - Зависимость деформаций ползучести от напряжений и времени

а2

е'Чсг,,?,) £v(<J2,t,) г'Чсг8,<,)

г. s'(a t,t2) e'(a2,i2) e4<TK,t2)

г'Чо-,.',)

Если исходные экспериментальные данные представлены в виде изохронных кривых ползучести, то для каждого значения напряжения сг,, сг,,..., сг при каждом значении времени ¡ч деформации ползучести

определяются с использованием соотношения:

ес=е-е'-е'\ (5)

где £ - полные деформации, е' - упругие деформации, с'" - пластические деформации. Таким образом, использование изохронных кривых ползучести также позволяет представить экспериментальную информацию в виде зависимости £■''(сг., 7,.) (таблица 1).

2. Константы материала (3) определяются методом наименьших квадратов с использованием экспериментальных данных, приведенных в таблице 1, на основе минимизации функционала:

¿ = 11 кр,;п,е„, (^„О-л а) (1 - е-'") - ]2. (6)

Одновременное определение всех шести констант модели в случае значительного разброса экспериментальных данных приводит к потере сходимости итерационных процедур с использованием методов оптимизации Гаусса-Ньютона или Левенберга-Марквардта при выборе начальных значений не близких к оптимальным. Поэтому необходимо использовать подход двухуровневой идентификации, где на первом уровне определяются три фиктивные комбинации искомых констант и функций от напряжений и времени, группирующие отдельно константы, относящиеся к первой и второй стадиям ползучести, а на втором этапе на их основе независимо находятся уже сами искомые константы. В соответствии с этим на первом этапе для каждого интервала времени ?,], где 1 = 3,4,..., д, и для каждого напряжения а , где } = 1, 2,...^, определяются параметры а1 />_ с, ( уравнения эквивалентного (3)

=«,/(!-ехр(-с,/))+/>, /. (7)

Результаты расчётов в общем виде можно представить в виде таблицы 2.

Таблица 2 - Значения коэффициентов уравнения (7)

а1

<?3.1 Ьъл а-*,! Ь\г СЗ,2 Оз &3„ Сз.е

«4.1 ¿4.1 ¿'4.1 Щ.2 В4.2 6*42 «4.е К.е С Л. а

К 1 сч, 1 а<1.2 Кг СЧ. 2 С <1.1!

В качестве примера рассмотрен первый интервал времени [/], /з] при напряжении сг,, / = 3 и _/= 1. Применение метода наименьших квадратов для определения параметров аъл, и с:, , приводит к поиску решений системы уравнений

„о-*,, -О2 = 0

да !..I

' ^-¿(^Л)-«,, -О2 = 0. (8)

до!,. I

л )-«,,• а - '") ■- К, • /„= о

ОС /,«I

В результате преобразований система трех нелинейных уравнений (8) может быть сведена к одному нелинейному уравнению Дез ,) = 0, не содержащему переменных д31 и Ь)Определение значения коэффициента с'3,1 осуществляется методом половинного деления (дихотомии). По полученному

значению коэффициента определяются значения неизвестных переменных о3,1 и ¿3,1 • Аналогичным образом определяются значения коэффициентов аи, Л ;, с. ( для оставшихся промежутков времени и напряжений.

На рисунке 2а представлен график функции /(с, .). Из графика видно, что функция Дс .) пересекает ось абсцисс в интервале физически допустимых значений с(( только в одной точке, что указывает на единственность полученного решения параметра с1Г Зависимость Ь (с, /) имеет монотонный характер (рисунок 26), что также обеспечивает единственность коэффициента Ъ.

а

Ь,.,(си)

б

1

О '•</ О •'<<

Рисунок 2 - Схематическое представление зависимостей: а) -/(с, ¡),6)-b(ct .)

Сравнение выражений (3) и (7) приводит к равенству bl f = Bt'a'". На

основе полученных ранее параметров Л находятся коэффициенты В, I, т.

Определение коэффициентов выполняется с помощью метода оптимизации Левенберга-Марквардта. Его реализация заключается в последовательном приближении заданных начальных значений коэффициентов к искомому локальному оптимуму.

На основе полученных коэффициентов В, I, m определяется деформация ползучести на второй стадии е'п = Bt1"а"' и далее на первой стадии £ ! — s — £ „■

Вычисляются коэффициенты А, к, С первой стадии ползучести уравнения (3) также с помощью алгоритма Левенберга-Марквардта.

Представленная выше процедура реализована на языке программирования С++ и имплементирована в вычислительный пакет Constitutive Equation Studio v. 3.5 (CES v. 3.5).

Оценка точности аппроксимации кривых ползучести определяется по вычислению средней ошибки аппроксимации (СОА):

СОА=-± п

V,. - V,

•100%,

(9)

где: у,,у, - фактические и рассчитанные значения деформации ползучести.

Обычно принимают, что значение СОА не должно превышать 10... 12 %.

Определение параметров модели материала по кривым релаксации напряжений.

Альтернативным предложенному выше методу нахождения параметров ползучести является подход определения констант материала на основе данных испытаний на релаксацию напряжений - характерном случае накопления деформации ползучести при уменьшающихся напряжениях. Процесс чистой релаксации описывается уравнением:

е = е' +е''+ е' = const, (10)

где£ = £е(а„) + £•''(сг0) = е0 - полная деформация в момент времени t„= 0 (предполагается £'(/„) = 0); ап - напряжение в момент времени f„=0;

£' (сг„) = — и £г(сга) - упругая и пластическая деформации в момент времени Е

t„= 0; £'' = - упругая деформация в момент времени V, <j(t) - остаточное Е

напряжение в момент времени Л Учитывая, что при однородном одноосном напряженном состоянии в процессе релаксации напряжения убывают, а значит, наблюдается пластическая разгрузка и уровень пластических деформаций остается постоянным, следствием (10) приходим к равенству:

= (И)

Применяя уравнение (11), экспериментальные данные на релаксацию напряжений можно пересчитать в значения деформаций ползучести (таблица 3). Следует отметить, что деформации ползучести, полученные в результате вышеизложенных действий на основе экспериментальных данных релаксации напряжений, не равны деформациям ползучести, полученным из экспериментов на ползучесть при постоянных напряжениях.

Таблица 3 — Зависимость деформации ползучести от времени и напряжения при релаксации напряжений

Время с, Время с. ... Время a

t,

t2 £'(<J„t2) t2 £'(СТ2,12) t2

t ч К to.',) t ч E' icr ,1 ) v ^ > /

Процедура определения коэффициентов при релаксации включает два этапа. На первом, аналогично процедуре, описанной ранее, на основе данных таблицы 3 определяются вспомогательные коэффициенты Аг, В,., С,, кг, /,, тг для уравнения (3). На втором этапе определяются искомые коэффициенты А, В, С, к, /, т из условия наилучшей аппроксимации скоростей ползучести, вычисляемых с использованием коэффициентами Аг, В, , Сг, к,., /,., /;?,.. Процедура определения коэффициентов А, В, С, к, I, т для скорости ползучести:

¿" =АС(Ткес' +B(l + \)a'"t', (12)

проводится на основе метода наименьших квадратов с использованием алгоритма Левенберга-Марквардта. Отличие данной процедуры от описанного ранее алгоритма заключается в поиске аппроксимации скорости деформации, а ие самой деформации ползучести. Определение коэффициентов осуществляется без разделения на первую и вторую стадии ползучести.

Очевидно, что идентификацию при релаксации можно проводить и без разделения на два вышеописанных этапа, используя вместо результатов первого этапа значения скоростей деформации ползучести, непосредственно получаемые из эксперимента на релаксацию. Однако в этом случае наблюдается значительное снижение точности аппроксимации и ухудшение сходимости итерационных процедур Левенберга-Марквардта. Введение первого этапа с использованием гладких аппроксимаций способствует повышению точности аппроксимации (для этой цели могут применяться и другие монотонные зависимости).

Определив на первом этапе коэффициенты А,-, Вг, С,, к„ /,, от,, после дифференциирования уравнения (3) получаем выражение:

ес = Лка'г 'а(\ - е^) + Ara*rCtec'' + Brmram',a1,'ti + Во"" (lr +1 >/ '. (13) после исключения в котором переменной &, выраженной через ¿' при помощи продифференцированной версии (11), окончательно приходим к соотношению: = Ла^Се'" +Ba""(l,+\)t'' 1 + Е • (Акакг~[ О " eCr') + )'

Уравнение (14) содержит регуляризованную информацию о скоростях деформации ползучести в испытаниях на релаксацию и служит основой для определения коэффициентов уравнения (3).

Были определены коэффициенты предложенного уравнения (3) для трубных сталей из изохронных кривых при разных температурах (таблица 4).

Значение СОА, приведенные в таблице 4 для всей совокупности данных по стали 10Х9МФБ при 550 °С, равно 45,51 %. Для снижения СОА, изохронные кривые для стали 10Х9МФБ при 550 °С были разбиты на 2 зоны - до и после напряжения, равного пределу упругости 140 МПа. В результате значение СОА снизилось до 3,29 %. Это указывает на важность учета различий в коэффициентах модели на вязкоупругой и вязкоупругопластической стадиях.

Предложенная модель может быть использована для определения ползучести как при произвольной, так и циклически изменяющейся температуре.

Проведен комплекс расчетных исследований влияния процессов повреждения металла в процессе ползучести. На рисунке 3 показано сравнение кривых ползучести без учёта и с учётом повреждаемости.

Четвёртая глава посвящена анализу напряженно-деформированного состояния гибов высокотемпературных паропроводов.

Влияние наклепа па сопротивление ползучести. При гибке труб в условиях низких температур происходит наклеп металла. Для определения влияния полугорячего наклёпа на сопротивление ползучести при рабочей

температуре материала гибов проведены специальные испытания. На рисунке 4 приведены результаты испытаний на ползучесть образцов из стали 12X1МФ при температуре 565 °С, напряжении 100 МПа в состоянии различной предварительной пластической деформации растяжением, произведенной при 500 °С.

Таблица 4 - Значения коэффициентов уравнения (3) для трубных сталей

Материал 10Х9МФБ

Температура, °С 550(1+11) 550(1) 550(11) 575 600

Коэффициент А, МПа * 8,204-10"16 3,336-10 " 4,420-10"15 8,460 10 м 7,51 МО"9

к 5,344 4,092 5,451 5,290 2,703

С, ч' 6,937-10"J 2,143-105 8,945-10"' 1,669-10° 2,403-10"J

В, МПа-'" ч"+" 7,072-10"9 1,012-10"-" 5,940-10"8 1,604-10"'6 1,456-10"'

/ -0,495 -0,741 -0,427 -0,717 -0,544

т 1,861 7,783 1,354 5,894 2,764

СОА, % 45,51 3,29 1 1,04 0,28

Материал 12Х1МФ 15Х1М1Ф

Температура, °С 500 550 500 540

Коэффициент А, МПа 3,802-10 u 7,130-10"14 3,615-Ю9 1,281-I0"J

к 4,532 5,356 3,018 4,278

г< -I С, ч 8,291-10"'' 8,268 10"4 2,048-10"5 2,112- I0"'J

В, МПа""'-ч"(/+|) 3,483- 10~l4_j 2,217 -10"12 7,684-10 14 1,537-10 "

/ -0,886 -0,478 -0,498 -0,517

in 4,458 3,900 3,833 5,824

СОЛ, % 3,59 11,15 4,68 6,14

Примечание. Коэффициенты I относятся к напряжениям ниже предела упругости, II выше предела упругости.

Рисунок 3 Кривые ползучести при 150 МПа (о) и 125 МПа (б) стали 10Х9МФБ 550°С I - с учётом повреждаемости, 2 - без учёта повреждаемости

При проведении линейной аппроксимации s'=as''+b результатов испытаний были получены следующие значения коэффициента а: 2ч- 0,0005; 4ч - 0,0007; 6ч - 0,0014; 8ч - 0,0023; 10ч - 0,0033. При малых временах полугорячий наклёп не оказывает существенного влияния на значения деформаций ползучести, при больших временах проявляется тенденция к уменьшению деформаций ползучести с увеличением величины пластической деформации. Следует отметить, что на Белгородском заводе при изготовлении гибов используется отпуск при 700...800 °С, что приводит к полному снятию наклепа и обеспечению их высокой работоспособности.

Рисунок 4 - Результаты испытаний образцов из стали 12Х1МФ при 565 °С: а) - кривые ползучести после наклёпа: I - 0 %; 2 - 3 %; 3 - 6 %; 4-9 %; 5 12 % б) — зависимость деформаций ползучести от величины предварительной пластической деформации 1 - г —2 ч; 2 - г =4 ч; 3 - г =6 ч; 4 - г=8 ч; 5 - г=10 ч

Определение геометрии модели гибов паропроводов. В качестве объектов исследования выбраны отвод гнутый 90°-426х20-1000x800x2670-111700 (321.05) рисунок 5а и отвод крутоизогнутый 90"- 426x20-1000x800x1571-Я 1000 (321.06) рисунок 56. Основные геометрические характеристики представлены в таблице 5.

Таблица 5 - Основные геометрические характеристики отводов

Тип гиба Диаметр Радиус, R Толщина стенки Длина прямого участка Овальность, а

Условн., Dy 11аружн, Д, прямых уч-ков, J среднего сечения, s\

на входе, / выходе, /1,

321.05 400 мм 426 мм 1700 мм 20 мм 15,9 мм 1000 мм 800 мм 6%

321.06 1000 мм 15,0 мм 7%

Недостающие для построения моделей размеры (максимальный D"m и минимальный D"n.n наружный и максимальный D'm,a и минимальный D"nin внутренний диаметры) эллиптического среднего поперечного сечения гиба определены из условий относительной овальности и предположения постоянства проходов - равенства площадей сечений при гибке.

Напряженно-деформированное состояние гибов и его анализ. Реализация предлагаемой новой модели ползучести в рамках ANSYS невозможна, поэтому был использован конечно-элементный программный комплекс PANTOCRATOR, разработанный в СПбГПУ доцентом A.C. Семеновым. Вследствие симметрии относительно плоскости гиба рассматривалась половина гиба. Граничными условиями приняты: давление внутри гиба 4, 10, 12МПа; перемещения концов гиба в направлении нормали поперечного сечения

отсутствуют. При решении нелинейных начально-краевых задач расчёты проводились с различным шагом интегрирования для начальных и конечных времён.

Рисунок 5 - Конечно-элементные модели: а) отвод гнутый (321.05); б) отвод крутоизогнутый (321.06)

В КЭ расчетах использовались восьмиузловые трехмерные элементы.

В ходе проведенных КЭ расчётов было установлено, что не зависимо от типа отвода, а также задаваемых различных условий нагружения (давление внутри гиба, механический момент от действия гравитационных сил) максимальные напряжения возникают в среднем сечении па внешней растянутой стороне гиба (точка А на рисунке 6), а максимальное перемещение - в среднем сечении на внутренней растянутой стороне гиба (точка С на рисунке 6).

Рисунок 6 Распределение в гибе полей интенсивности напряжений (а) и перемещений (б)

Также было установлено, что в точке на внешнем радиусе гиба интенсивность напряжений релаксирует (убывает), а на среднем радиусе гиба

интенсивность напряжений ниже раза в 2, чем на внешнем, и она возрастает со временем. Это можно объяснить тем, что в условиях ползучести наблюдается перераспределение напряжений в пределах сечения с тенденцией их выравнивания.

Оценка прочности гибов в условиях, изменяющихся во времени напряжений производилось с помощью формулы, основанной на принципе линейного суммирования повреждений:

=

75Ы-ДГ,

(15)

где q - тангенс угла наклона длительной прочности, Ar, - время работы, <т, -среднее на j-ом режиме значение интенсивности напряжений (по Мизесу):

с, = ^[(с, ~ с, У + (с,. - ст. )2 + (ст. - ст,. У + б(г; + г + сг)]. (16)

Проведенными расчетами установлено слабое влияние изменений величины q на значения ег,кв в гибах паропроводов.

Сравнительный анализ результатов при использовании различных моделей ползучести.

На рисунке 7 представлен график поврежденности, в таблице 6 представлены результаты расчетного определения эквивалентных напряжений за 300 ООО ч в гибе по СТО ЦКТИ 321.05 из стали ЮХ9МФБ при температуре 550 °С с одинаковыми параметрами сетки и с использованием для описания процессов ползучести с учётом повреждаемости различных моделей: модифицированной модели Содерберга (3), Нортона (1) и обобщённой модели Нортона (17):

ес =Ba"'t'. (17)

Расчёты проводились при разных внутренних давлениях: 4 МПа, 10 МПа и 12 МПа.

Таблица 6 — Сравнительный анализ применяемых моделей ползучести

Модель ег , МПа ——-при внутреннем давлении р и>ч

р = 4 МПа р= 10 МПа р= 12 МПа

Модифицированная модель Содерберга 51,94 110,94 -

>300 000 >300 000 106 600

Модель Нортона 55,90 - -

>300 000 201600 3 370

Обобщённая модель Нортона 53,97 115,35 -

>300 000 >300 000 99 400

Из таблицы 6 видно, что наиболее консервативный расчет даёт модель Нортона по сравнению с обобщённой моделью Нортона и модифицированной моделью Содерберга. Наименее консервативный расчёт - модифицированная модель Содерберга.

<

2 > < *

✓ ✓ < .....

/ / 1 а

0 100 000 200 000 Л ч

со

0.5

/

/

2 /

V.......... ✓ ✓

w * * ..... ........ 3 1 V ' б

0 100 000 200 000 М

Рисунок 7 - Зависимость поврежденности для различных моделей ползучести при разных внутренних давлениях: а) 4 МПа, б) 10 МПа, в) 12 МПа. 1 - Модифицированная модель Содерберга; 2 - модель Нортона; 3 - обобщённая модель Нортона

0 50 000 100 000 I, ч

Сравнительный анализ параметров КЭ моделей. После определения распределения напряжений в гибе произведен выбор оптимального для расчета варианта сетки. Рассматривалось четыре варианта КЭ сетки, представленные в таблице 7. Количество элементов по толщине и по окружности сечения гиба не менялось и равнялось по толщине 3 элементам, по окружности сечения -16 элементам.

Результаты определения эквивалентных напряжений за 200 000 ч в гибе СТО ЦКТИ 321.05 из стали 10Х9МФБ при температуре 550 °С и внутренним давлением равным 4 МПа представлены в таблице 7.

Таблица 7 - Сравнительный анализ применяемых КЭ сеток

№ п/п Тип сетки Кол-во элементов в гнутой части Кол-во элементов всего ^ЭКВэ МПа

1 Равномерная 672 1104 52,28

2 Равномерная 2688 4416 53,22

3 Равномерная 4032 4464 53,25

4 Сгущающаяся к среднему сечению гиба 2688 3552 53,28

Анализ результатов расчетов с использованием различных КЭ сеток показал, что для обеспечения более точного результата определения НДС гибов целесообразно применять неравномерную сетку, сгущающуюся к среднему сечению гиба в область с максимальными напряжениями.

В пятой главе производилось определение долговечности гибов при давлении = 4 МПа, изготовленных из равных материалов: 10Х9МФБ. 12Х1МФ, 15Х1М1Ф, и эксплуатируемых при разных температурах.

Полученные эквивалентные напряжения сравнивались с приведенными напряжениями, вычисленными согласно СТО 17330282.27.100.005-2008 «Основные элементы котлов, турбин и трубопроводов ТЭС. Контроль состояния металла. Нормы и требования». Для определения приведенных напряжений вычислялись согласно вышеуказанного СТО: лу - фактическая толщина стенки, принимаемая равной наименьшему значению, измеренному на внешней, внутренней и нейтральной сторонах отвода в одном сечении; с? -эксплуатационная прибавка, компенсирующая возможное понижение прочности детали в условиях эксплуатации за счёт воздействия коррозии, механического износа и др.; ^ч, ^^. А'; — торовые коэффициенты для внешней, внутренней и нейтральной сторон; Уь У2, Уз - коэффициенты формы для внешней, внутренней и нейтральной сторон. Для проведения сравнительного анализа вычислялись два вида приведенных напряжений: приведенные напряжения с учётом коэффициентов формы <тпр| и без учёта коэффициентов формы апр2 (У| = У2 = 73 =1).

Величина индивидуального ресурса для гибов паропроводов определялись из следующего соотношения гарантированных характеристик длительной прочности, представляющего собой преобразованное параметрическое уравнение:

где: г - индивидуальный ресурс, ч; Т - используемая в расчёте температура, К; п - коэффициент запаса прочности (п=1,5); а - принимается равным эквивалентным напряжениям или приведенным напряжениям (с учетом и без учета коэффициентов формы), МПа; Ь - постоянная, зависящая от марки стали (12Х1МФ - 24,88; 15Х1М1Ф - 25,20). Полином шестой степени представляет собой аппроксимирующую функцию модифицированного параметра Ларсона-Миллера. Коэффициенты полинома А * (к= 0...6):

Марка ^ ^ ^ ^

стали

12Х1МФ 22810,76 -730,70 89,186 -7,654 0,3316 -5,56-Ю"3 0

15Х1М1Ф 24099,54 -774,70 79,73 -6,739 0,3162 -5,88-10"3 0

В связи с отсутствием коэффициентов для марки стали 10Х9МФБ, необходимых для расчёта ресурса по формуле (18), ресурс г для данной стали определяется по следующей формуле:

r = I, (19)

где: [(Тдоп|], [Тдипг] - допускаемые напряжения для ресурса t\ и /2 соответственно, при температуре Т = const, а - эквивалентные напряжения или приведенные напряжения (с учетом и без учета коэффициентов формы) для которых определяется ресурс.

Сравнение допускаемых, эквивалентных (определяемых на основе результатов КЭ расчета с использованием формул (15) и (16)) и приведенных напряжений (определяемых аналитически) в гибах паропроводов из разных материалов (12Х1МФД5Х1М1Ф, 10Х9МФБ), при 500...600°С и внутреннем давлении 4 МПа представлены в таблице 8 и на рисунках 8 и 9.

Анализ полученных и представленных в таблице 8 данных расчетов НДС МКЭ с учетом ползучести в гибах показывает, что толщина стенки в среднем сечении растянутой зоны гиба .V| в процессе эксплуатации изменяется незначительно и как и в начальный момент времени остаётся самым тонким местом в гибе. В данной зоне (окрестность точки А на рисунке 6) возникают максимальные напряжения, как в случае расчётов по нормам прочности с определением апр1, <7„р2, так и проведенных в настоящей работе КЭ расчетов <тэкв по уравнениям (15) и (16) с учетом ползучести. При определении величин crnpl, <хПр2 использовались фактические значения толщины стенки, рассчитанные МКЭ.

Сравнение полученных данных по среднему сечению гиба (минимальный и максимальный наружные диаметры в начальный D'im) и конечный

моменты времени (Dlimm, Д,тах)), показывают, что с увеличением времени происходит уменьшение эллиптичности среднего сечения Dam\n> D'^ и Дппах < D'L,. • При этом скорость изменения эллиптического сечения в сторону кругового с течением времени уменьшается, что подтверждается затухающим характером графиков относительного изменения овальности на рисунке 86. Как видно из таблицы 8 вычисленные crnpi , рассчитанные с учётом коэффициентов формы Y\, Y2, Уз выше, нежели <тпр2, полученные без их учёта. Из сравнения <т)кв и <тпр2 видно, что последние выше первых. Таким образом, полученные результаты расчетов свидетельствуют о том, что наиболее консервативную оценку в сравнении трёх возможных вариантов определения возникающих в гибе напряжений crnpi, ст„р2 " с,кВ даёт расчёт приведенных напряжений с учётом коэффициентов формы - егпр|, что в свою очередь приводит к наименьшему расчётному ресурсу гиба.

Приведенные в таблице 8 данные при разных температурах показывают насколько с увеличением температуры для сталей 10Х9МФБ (550...575 °С), 12Х1МФ (500...550 °С), 15Х1М1Ф (500...540 °С) уменьшаются значения напряжений акв, anpt, <тпр2.

Полученные результаты расчетов свидетельствуют о преимуществах использования стали 10Х9МФБ для гибов паропроводов вместо традиционных

сталей 12Х1МФ и 15Х1М1Ф. Широкое внедрение этой стали позволит не только повысить надежность гибов паропроводов, но и использовать их для агрегатов с температурой пара 600 °С.

Таблица 8 - Результаты расчётов НДС и ресурса гибов паропроводов из разных материалов при разных температурах

Марка стали 10Х9МФБ

Тип отвода 321.05 321.06

Тем-ра Г,° С 550 | 575 | 600 550 | 575 | 600

Время ч 200 000

Факт, толщина стенки Внеш., 5|, мм 15,90 15,89 15.87 14,99 14,99 14,97

Внутр., 5-», ММ 22,91 22,91 22,90 23,62 23,62 23,61

Метр., 51, мм 20,90 20,90 20,89 21,15 21,15 21,14

Наружн. диаметр Оа т'т, мм 413,971 414,264 415,665 411.767 411,965 413,074

£>а тах, мм 438,646 438.478 437.690 440.974 440,880 440,358

Овал-сть а, % 5.788 5,679 5,162 6.850 6,781 6,394

Торовын коэф-т К, 0,944 0,912

К, 1,072 1,135

К, 1

Коэф-т формы = 1,109 1.095 1.043 1,115 1,102 1,051

п 1,189 1,168 1.085 1,241 1,220 1,137

Напряж. Ы, МПа 78 61 48* 78 61 48*

а,„, МПа 52 49 51 50 47 49

<7,|П1, МПа 63 62 59 71 71 67

<7„п2. МПа 57 57 57 64 64 64

Ресурс по о",кв, ч 2,6-10' 1.710" - 4,2-107 2,8-10" -

ПО СТ|ф1, ч 2,4-10" - - 4.2-105 - -

Марка стали 12Х1МФ 15Х1М1Ф

Тин отвода 321.05 321.06 321.05 321.06

Тем-ра Г,° С 500 | 550 500 | 550 500 | 540 500 | 540

Время 1, ч 300 000

Факт, толщина стенки Внеш., ММ 15,89 15,83 14,99 14,93 15,89 15,88 14,99 14,98

Внутр., ММ 22,91 22,89 23,62 23,59 22,91 22,91 23,62 23,62

Нейтр., 5,, мм 20,90 20,86 21,15 21,12 20,90 20,89 21,15 21,15

Наружн. диаметр Дгт:п, мм 414,308 418,335 412,035 415.108 414.372 414,892 412,073 412,441

ММ 438,466 436,226 440,856 439.44 438.408 438,110 440,822 440,648

Овал-сть а, % 5,666 4,187 6,758 5,695 5,637 5,444 6,742 6,613

Торовыи коэф-т К, 0,944 0.912 0,944 0,912

К, 1,072 1,135 1,072 1,135

К, 1

Коэф-т формы У, = У, 1,104 1,013 1,112 1.039 1,102 1,094 1.111 1.106

У, 1,183 1.057 1.237 1,127 1.182 1,172 1.236 1.230

Напряж. н, МПа 88 52 88 52 100 65 100 65

ат, МПа 56 48 52 47 52 50 50 48

МПа 63 58 71 67 63 62 71 71

17„„2, МПа 57 57 64 64 57 57 64 64

Ресурс по сг,кв, ч зл-ю" 2,4-10' 5,4-10" 2.6-10' 2.3-10' 1,6-10" 3.0-10' 2,0-10"

НО ч 2,0 10" 9,8-104 9.9-10' 4.6-104 6,7-10" 4,210' 2.9-10" 1,7-105

* - значения допускаемых напряжений, полученные экстраполяцией с малых по времени баз испытаний

Г"

МПа

75 Т

560

580

Т,° С

580

Рисунок 8 - Температурная зависимость 1 - [а], 2 - а„ 3 - ст,,,,] в среднем сечении гиба из стали 10Х9МФБ на наружной поверхности растянутой зоны а) - отвод гнутый, б) - отвод крутоизогнутый

Рисунок 9 - Кривые релаксации напряжений а, в среднем сечении гиба на наружной поверхности растянутой зоны (я) и относительное изменение овальности в среднем сечении гиба (о) для гиба из стали10Х9МФБ. Отвод гнутый 1 - 550 °С, 2 - 575 °С, 3 - 600 °С, Отвод крутоизогнутый 4 - 550 °С, 5 - 574 °С, 6 - 600 °С

В шестой главе представлены практические рекомендации по увеличению долговечности высокотемпературных паропроводов. В частности: модель процесса ползучести и методы определения ее параметров, а также методика и результаты расчётов напряженно-деформированного состояния гибов паропроводов из различных материалов в условиях ползучести, в настоящее время проходят процесс внедрения в стандарт предприятия СТО ОАО «НПО ЦКТИ» - ОАО «ВТИ» «Методы расчета на прочность и ресурс элементов котлов и паропроводов».

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

Основные результаты работы сводятся к следующему.

1. Предложена модель ползучести, учитывающая эффект разупрочнения материала в процессе ползучести, позволяющая адекватно описывать процессы ползучести применительно к малым и большим временам эксплуатации металла.

2. Разработаны обеспечивающие единственность решения методы идентификации параметров уравнения ползучести по данным испытаний на ползучесть и релаксацию напряжений.

3. Рассчитаны значения коэффициентов предложенного уравнения ползучести для сталей 15Х1М1Ф, 12Х1МФ и 10Х9МФБ, используемых для изготовления паропроводов, и построены изохронные кривые для этих сталей применительно к широкому диапазону длительностей эксплуатации.

4. Определены температурные зависимости ажв в гибах из сталей 10Х9МФБ (550, 575, 600 °С), 12Х1МФ (500, 550 °С), 15Х1М1Ф (500, 540 °С) в сравнении с [<г] и <тпр| для ресурса 200 000...300 000 ч. Установлено, что с увеличением температуры изменения ажв и сгпр1 по сравнению с изменениями [<т] незначительны.

5. Для гнутого и крутоизогнутого гибов максимальные <т)кв возникают в среднем сечении гиба в растянутой зоне на внешней поверхности. Полученные на данном участке паропровода значения <х,кв для крутоизогнутого гиба меньше, чем для гнутого.

6. Анализ полученных величин <7ЭКВ, onpi и сгпр2 показал, что спр2 во всех случаях больше о.,кй, но меньше апрЬ что подтверждает установившуюся практику проектирования по СТО 17330282.27.100.005-2008 «Основные элементы котлов, турбин и трубопроводов ТЭС. Контроль состояния металла. Нормы и требования» или Нормам расчета РД 10-249-98, согласно которых приведенные напряжения дают консервативную оценку прочности трубопроводов. При этом наиболее консервативный результат имеет место в случае учёта коэффициентов формы. В связи с изложенным остаточный ресурс, определенный по значениям ét,kb, больше чем по <тпр|.

7. Определена кинетика изменения овальности труб в гибах при эксплуатации. Установлено, что с увеличением времени овальность в среднем сечении гиба паропровода уменьшается. Для отвода гнутого уменьшение овальности за время эксплуатации может составлять до 30 %, для крутоизогнутого гиба - до 19%.

Основные материалы диссертации опубликованы в следующих работах:

Ведущие рецензируемые научные журналы из перечня ВАК

1. Катанаха H.A. Определение характеристик ползучести по данным испытаний на релаксацию напряжений / H.A. Катанаха, Л.Б. Гецов // Научно-технические ведомости СПбГПУ. 2010. № 1 (95).- С. 204-210.

2. Гецов Л.Б. Выбор режима отпуска для снятия напряжений в деталях / Л.Б. Гецов, H.A. Катанаха, А.П. Крылов, Ю.К. Петреня // Металловедение и термическая обработка металлов. 2011. № 10 (676).- С. 32-35.

3. Катанаха H.A. Модификация модели ползучести повышенной точности прогноза при большой длительности нагружения и идентификация ее параметров / H.A. Катанаха, Л.Б. Гецов, A.C. Семёнов // Деформация и разрушение материалов. 2013. № 10,-С. 16-23.

4. Катанаха H.A. Прочность и долговечность гибов высокотемпературных паропроводов / H.A. Катанаха, Л.Б. Гецов, A.C. Семёнов, И.А. Данюшевский // Научно-технические ведомости СПбГПУ. 2013. № 3 (178).- С. 82-94.

Статьи в материалах международных конференций и зарубежных журналах

5. Гецов Л.Б. Методики расчётного определения характеристик ползучести на первой и второй стадии по результатам испытаний на релаксацию с использованием ограниченного числа изохронных кривых ползучести / Л.Б. Гецов, H.A. Катанаха, И.П. Попова // Проблемы машиностроения. 2010. Том 13. № 6 — С. 35—41.

6. Katanaha N. Characteristics of creep in conditions of long operation / N. Katanaha, L. Getsov // Materials and Tecnology. 2011. №45 (6).- P. 523-527. (Ljubljana, Slovenija)

7. Катанаха H.A. К вопросу о расчёте перераспределения напряжений в конструкциях, работающих при высоких температурах / H.A. Катанаха, Л.Б. Гецов //

XXXVIII Неделя пауки СПбГПУ: материалы международной научно-практической конференции. Ч. III — СПб.: Изд-во Политехи, ун-та, 2009- С. 136-137.

8. Катанаха H.A. Определение характеристик ползучести по данным испытаний на релаксацию напряжений / H.A. Катанаха, Л.Б. Гецов // Сборник материалов Международной молодёжной научной конференции по естественнонаучным и техническим дисциплинам «Научному прогрессу - творчество молодых». Ч. 1 — Йошкар-Ола, 2010,-С. 259-260.

9. Katanaha N. Unified model of steady-state and transient creep and identification of its parameters / N. Katanaha, A. Semenov, L. Getsov // Strength of Materials. 2013 Vol. 45, №4,-495-505.

10. Катанаха H.A. Разработка и верификация методики расчетного определения характеристик ползучести на неустановившейся и установившейся стадиях материалов высокотемпературных трубопроводов / H.A. Катанаха, Л.Б. Гецов //

XXXIX Неделя науки СПбГПУ: материалы международной научно-практической конференции. Ч. I - СПб.: Изд-во Политехи, ун-та, 2010,- С. 650-651.

11. Катанаха H.A. Идентификация параметров вязкоупругопластического материала с использованием кривых неустановившейся ползучести / H.A. Катанаха, Л.Б. Гецов, Л.Б. Семёнов // XL Неделя науки СПбГПУ: материалы международной научно-практической конференции. Ч. V. - СПб.: Изд-во Политехи, ун-та, 2011-С. 76-78.

12. Катанаха H.A. Определение геометрических характеристик гибов высокотемпературных паропроводов / Н.А Катанаха, Л.Б. Гецов // XL Неделя науки СПбГПУ: материалы международной научно-практической конференции. Ч. III — СПб.: Изд-во Политехи, ун-та, 2011,- С. 153-154.

13. Катанаха H.A. Модификация модели двухстадийной ползучести Содерберга в целях обеспечения достоверного прогноза при больших временах / H.A. Катанаха, Л.Б. Гецов, Л.Б. Семёнов // XLI Неделя науки СПбГПУ: материалы международной научно-практической конференции. Ч. I— СПб.: Изд-во Политехи, ун-та, 2012.-С. 448^150.

14. Катанаха H.A. Идентификация параметров вязкоупругопластического материала по кривым ползучести на основе метода Левенберга-Марквардта / H.A. Катанаха, Л.Б. Гецов, Л.Б. Семёнов // XLI Неделя науки СПбГПУ: материалы международной научно-практической конференции. Ч. V,- СПб.: Изд-во Политехи, ун-та, 2012,-С. 89-91.

Подписано в печать 13.11.2013. Формат 60x84/16. Печать цифровая. Усл. печ. л. 1,0. Тираж 100. Заказ 11239Ь.

Отпечатано с готового оригинал-макета, предоставленного автором, в типографии Издательства Политехнического университета. 195251, Санкт-Петербург, Политехническая ул., 29. Тел.: (812)550-40-14 Тел./факс: (812) 297-57-76

Федеральное государственное бюджетное образовательное учреждение высшего профессионального образования САНКТ-ПЕТЕРБУРГСКИЙ ГОСУДАРСТВЕННЫЙ ПОЛИТЕХНИЧЕСКИЙ УНИВЕРСИТЕТ

ПОВЫШЕНИЕ ДОЛГОВЕЧНОСТИ ГИБОВ ВЫСОКОТЕМПЕРАТУРНЫХ ПАРОПРОВОДОВ ТЭС

Специальность 05.14.14 - Тепловые электрические станции, их энергетические системы и агрегаты

Диссертация на соискание ученой степени кандидата технических наук

04201452478

На правах рукописи

КАТАНАХА Николай Александрович

Научный руководитель: доктор технический наук, старший научный сотрудник Гецов Л.Б.

Санкт-Петербург - 2013

Оглавление

Введение...................................................................................................................4

1. Особенности изготовления и эксплуатации гибов паропроводов.................8

1.1. Паропроводы ТЭС и их повреждения при их эксплуатации...................8

1.2. Технология изготовления гибов паропроводов......................................13

1.3. Материалы высокотемпературных паропроводов..................................17

1.4. Сопротивление ползучести, релаксационная стойкость и длительная прочность материалов высокотемпературных паропроводов.............................................................................................22

1.5. Повреждения при ползучести...................................................................28

1.6. Модели расчёта прочности гибов паропроводов....................................39

1.7. Контроль состояния металла в гибах паропроводов при эксплуатации.............................................................................................43

1.8. Цели и задачи исследования.....................................................................44

2. Методы исследования, используемые при изучении долговечности

гибов...................................................................................................................46

2.1. Методы получения и обработки исходных данных...............................46

2.2. Численные методы определения параметров ползучести.....................46

2.3. Метод конечных элементов......................................................................50

3. Модифицированная модель ползучести материала и результаты

определения её параметров для трубных сталей...........................................52

3.1. Модель ползучести, ориентированная на описание процесса накопления деформаций при больших сроках службы........................52

3.2. Процедура определения параметров модели ползучести для материалов паропроводов........................................................................60

3.3. Изохронные кривые ползучести материалов паропроводов при разных температурах................................................................................68

3.4. Расчётное определение режимов отпуска для снятия остаточных

напряжений................................................................................................74

4. Анализ напряженно-деформированного состояния гибов

высокотемпературных паропроводов.............................................................80

4.1. Расчётно-экспериментальное определение особенностей трубных

сталей и конструкций гибов.....................................................................80

4.2. Напряженно-деформированное состояние гибов и его анализ.............84

5. Расчетное определение ресурса гибов высокотемпературных паропроводов.....................................................................................................93

5.1. Определение ресурса гибов из стали 12Х1МФ и 15Х1М1Ф.................93

5.2. Определение ресурса гибов из стали 10Х9МФБ....................................95

6. Практические рекомендации по увеличению долговечности высокотемпературных паропроводов.............................................................98

Заключение и выводы...........................................................................................99

Список литературы.............................................................................................101

4

Введение

Актуальность темы исследования. С повышением начальных параметров пара и мощности паротурбинных установок тепловых электростанций возрастает значение надёжности работы их главных паропроводов. Паропроводы тепловых электростанций - одна из основных систем ТЭС. Она состоит из паропроводов свежего пара и горячего промперегрева, являясь также своеобразным индикатором процессов старения ТЭС. Именно в паропроводах, прежде всего в результате взаимодействия высокой температуры, давления теплоносителя и множества других факторов, процесс старения проявляется в виде микродефектов, а затем и макроповреждений.

В практике эксплуатации ТЭС зарегистрирован ряд случаев аварийного выхода из строя оборудования в связи с повреждением гибов паропроводов.

Для выяснения причин подобных повреждений и устранения возможности их появления при длительной эксплуатации необходимо иметь в распоряжении информацию о целом ряде факторов: технологии изготовления гибов, геометрии сечения гибов, их напряженно-деформированного состояния и его изменения при эксплуатации.

В гибах паропроводах ТЭС реализуется сложный вид напряженного состояния, зависящий от конструктивных особенностей системы, изменяющийся во времени и отличающийся размерами зоны действия максимальных напряжений.

Разрушение гибов труб представляет большую опасность для обслуживающего персонала, которое может привести к человеческим жертвам, и наносит значительный материальный ущерб из-за длительных вынужденных простоев оборудования в результате аварий.

Изучению процессов, протекающих в гибах паропроводов, посвящено большое число работ. В нормативно-технической документации содержатся нормы расчёта на прочность трубопроводов пара, регламентируются объёмы и виды контроля их элементов, а также критерии оценки состояния металла в исходном состоянии и после длительной эксплуатации.

Однако существующие подходы к прочностному расчёту гибов паропроводов не учитывают особенности изменения свойств материала и геометрических характеристик гибов во времени.

В связи с изложенным выше, очевидна целесообразность выполнения дальнейших работ по изучению процессов, происходящих в ходе эксплуатации гибов.

Автор выражает глубокую благодарность A.C. Семенову за предоставленную возможность использовать в расчетах разработанный им пакет PANTOCRATOR и консультации во время проведения работы. Также выражаю благодарность В.Н. Скоробогатых за представленные данные экспериментов на ползучесть стали 10Х9МФБ.

Отдельные разделы настоящей работы выполнены в рамках гранта Российского фонда фундаментальных исследований № 12-08-00-943, а также при поддержке Правительства Санкт-Петербурга в виде грантов для студентов и аспирантов, молодых учёных, молодых кандидатов наук за 2010 г.

Научная новизна.

1. Разработана новая модель ползучести, позволяющая адекватно описывать процессы ползучести на всех трех стадиях применительно к малым и большим временам эксплуатации металла и методы определения ее параметров, обеспечивающие единственность решения.

2. Определены особенности напряженно-деформированного состояния при разных температурах и длительностях эксплуатации гибов паропроводов (различной конструкции и технологии изготовления), выполненных из разных материалов.

3. Разработана методика расчетно-экспериментального определения режима отпуска для снятия напряжений деталей из перлитных сталей и титановых сплавов.

4. Определены закономерности изменения овальности гибов из сталей 15Х1М1Ф, 12Х1МФ и 10Х9МФБ во время длительной эксплуатации в диапазоне температур 500- 600 °С.

5. Разработана методика определения параметров ползучести по результатам испытаний на релаксацию напряжений

6. Подтверждена целесообразность использования стали 10Х9МФБ для изготовления паропроводов при температурах до 600 °С.

Практическая ценность. На основании результатов проведенной работы разработана модель ползучести, позволяющая адекватно определять значения деформаций ползучести при больших временах. Разработаны

рекомендации по корректировке нормативно-технической документации, применяемой для определения остаточного ресурса гибов паропроводов.

Автор защищает:

1. Единую модель долгосрочной и краткосрочной ползучести сталей;

2. Методику идентификация параметров модели и ее программная реализация;

3. Результаты определения параметров модели ползучести для трубных сталей: 10Х9МФБ, 12Х1МФ, 15Х1М1Ф при разных температурах;

4. Процедуру определения ресурса гибов паропроводов ТЭС с применением расчетов методом конечных элементов;

5. Результаты сопоставления значений ресурса гибов паропроводов ТЭС, изготовленных из сталей: 10Х9МФБ, 12Х1МФ, 15Х1М1Ф, полученных с использованием аналитических формул и выполненных методом конечных элементов;

6. Результаты экспериментальных исследований ползучести материала 12Х1МФ в состоянии полугорячего наклепа;

7. Рекомендации по использованию стали 10Х9МФБ для гибов паропроводов с температурой пара 600 °С.

Апробация работы. Основные научные результаты, изложенные в диссертации, докладывались на следующих научно-технических конференциях:

1. «XXXVIII Неделя науки СПбГПУ», г. Санкт-Петербург, Санкт-Петербургский Государственный Политехнический Университет, 2009 г.

2. «Ресурс, надёжность и эффективность использования энергетического оборудования», г. Харьков, Института проблем машиностроения им. А.Н. Подгорного НАН Украины, 25-28 мая 2010 г.

3. XXXIX Неделя науки СПбГПУ, г. Санкт-Петербург, Санкт-Петербургский Государственный Политехнический Университет, 2010 г.

4. ХЬ Неделя науки СПбГПУ, г. Санкт-Петербург, Санкт-Петербургский Государственный Политехнический Университет, 2011 г.

5. «Конструкционная прочность материалов и ресурс оборудования АЭС», г. Киев, Институт проблем прочности им. Г.С. Писаренко НАН Украины, 02-05 октября 2012 г.

6. ХЫ Неделя науки СПбГПУ, г. Санкт-Петербург, Санкт-Петербургский Государственный Политехнический Университет, 2012 г.

Публикации. По материалам диссертации опубликовано 14 работ, из них 4 статьи в периодических научных изданиях, рекомендованных ВАК.

1. Особенности изготовления и эксплуатации гибов паропроводов 1.1. Паропроводы ТЭС и их повреждения при их эксплуатации

Большинство ТЭС, работающих в России, эксплуатируются уже в течение длительного времени и находятся в состоянии, приближенном к исчерпанию своего срока службы. Надежность паропроводов имеет большое значение для надежности энергоблока в целом [1].

По состоянию на 1999 г. энергооборудование ТЭС России имело длительность наработки, приведённую в таблице 1.1 [2].

Таблица 1.1 - Длительность наработки энергооборудования ТЭС

Оборудование ТЭС России Доля оборудования (%), имеющего наработку, тыс.ч.

100-220 Более 220

Котлы 14 МПа 59 24

10 МПа 17 82

Турбины 13 МПа 55 9

9 МПа 28 46,5

Блоки 150 МВт 15 85

Блоки 200 МВт 49 29

Блоки 300 МВт 91 8

Отдельные энергоустановки с давлением пара перед турбиной 9 МПа имели наработку более 350 тыс. ч., а с давлением 13 МПа - около 300 тыс. ч. Пять Энергоблоков имели наработку более 270 тыс. ч. На многих энергоустановках паропроводы работают без замены с начала эксплуатации. В настоящее время число агрегатов с наработкой более 220 тыс. ч, по-видимому, значительно возросло, что требует повышенного внимания к состоянию паропроводов.

К основным видам повреждений гибов паропроводов можно отнести следующие [3]:

1. Чрезмерная деформация.

2. Исчерпание ресурса. Разрушение происходит на растянутой части гиба с образованием сетки трещин на наружной поверхности. Данное повреждение по всем признакам характерно для повреждения гибов из-за ползучести.

3. Термическая усталость. В процессе пусков и остановок энергоблоков гибы паропроводов, равно как и сами паропроводы, подвергаются прогревам и остываниям (рисунок 1.1). В среднем за период эксплуатации количество циклов прогревов и остываний составляет порядка 1500, при этом скорость изменения температуры может достигать на коротких промежутках времени 15-20 °С/мин. При циклическом тепловом воздействии металлы могут претерпевать необратимые формоизменения, вызванные как внутренними структурными напряжениями, так и напряжениями, образующимися вследствие градиента температур. В гибах преобладают процессы необратимого формоизменения второго вида.

4. Коррозия. Стали гибов 12Х1МФ, 15Х1М1Ф отличаются высокой коррозионной стойкостью при температуре < 550 °С, так как образующиеся на их поверхности окисные пленки обладают хорошими защитными свойствами [4]. Многолетние наблюдения за котельными трубами из стали 12Х1МФ показали, что при эксплуатации при температуре до 550 °С окисная пленка покрывает поверхность плотным ровным слоем, а отслаивания ее не наблюдается. Однако, при температурах эксплуатации выше 580...600 °С скорость коррозии заметно увеличивается, причем окалина становится пористой и легко отслаивается [5, 6]. К разрушению защитной пленки может также приводить нарушение водного режима.

Для металла гибов паропроводов при эксплуатации также характерны коррозионно-механические разрушения в условиях статического нагружения - коррозионное растрескивание. Вследствие локализованной электрохимической коррозии образуются небольшие узкие трещины в виде отдельных углублений. Образование трещин, являющихся концентраторами

напряжений, приводит к появлению зон пластических деформаций, которые могут инициировать развитие процесса хрупкого разрушения.

В таблице 1.2 приведены значения глубины и скорости коррозии стали 12Х1МФ в водяном паре [7].

Таблица 1.2 - Глубина и скорость коррозии стали 12Х1МФ в водяном паре

Температура, °С Время, ч

103 103 5104 105

Глубина коррозии И, мм

500 0,008 0,021 0,040 0,053

550 0,025 0,062 0,119 0,157

600 0,065 0,163 0,311 0,410

Скорость коррозии ик, мм/год

500 0,0735 0,0185 0,0070 0,0046

550 0,2178 0,0547 0,0208 0,0138

600 0,5698 0,1431 0,0545 0,0359

Под действием переменных напряжений и коррозионно-активных сред происходит накопление коррозионно-усталостных повреждений. Этот процесс протекает практически в любых коррозионных средах, включая влажный воздух, пар, газы [8]. Типичным примером повреждения металла труб под действием коррозионной среды служит растрескивание в месте прохода через обмуровку [9].

Все вышеперечисленные повреждения зависят от состояния материала, его структуры и качества изготовления заготовок. К дефектам изготовления обычно относят: закаты, вмятины, плены, усы, риски, рванины и трещины, окалины, ужимы, подрезы, чешуя, отпечатки, сквозные продавы, перетравы, расслоения.

Авторами [10] были получены и обработаны статистические данные от более 80-ти ТЭС по отказам элементов паропроводов. Было установлено, что повреждения паропроводов, вызвавшие отказы энергоустановок, распределяются следующим образом: паропроводы свежего пара - 28 %; паропроводы горячего промперегрева - 58 %; паропроводы холодного промперегрева- 14 %.

Количество повреждений паропроводов, зарегистрированных при более высокой температуре пара, больше, чем зарегистрированных при

меньшей температуре. Таким образом, количество повреждений паропроводов увеличивается с ростом температуры пара.

Основными элементами паропроводов, на которых происходят повреждения, являются гибы (17,5%) и сварные соединения (82,5%), значительно реже прямые участки труб [2]. Анализ причин, вызвавших повреждение гибов паропроводов, показал, что 30 % повреждений происходит в результате исчерпания ресурса металла, 29 % - из-за коррозии, 28% - из-за металлургических дефектов, 13% - из-за дополнительных циклических напряжений при нестационарных режимах [2]. При этом исчерпание ресурса, как было сказано ранее, связано с повреждениями из-за ползучести, а коррозионные повреждения - с коррозионным растрескиванием.

Результаты обработки статистических данных по повреждениям гибов, эксплуатирующихся в условиях ползучести, приведены в таблице 1.3.

Таблица 1.3 - Статистические данные о повреждениях гибов паропроводов, эксплуатирующихся в условиях ползучести

Группы гибов Система паропроводов Количество гибов (шт.)

Всего В том числе

Из стали 12Х1М1Ф Из стали 15Х1М1Ф С наработкой в % от паркового ресурса

> 100 70-100 <70

1 В системе паропроводов 'ГЭС 24636 18105 6531 10547 8002 6087

2 Дефектных или подвергнутых замене 3277 2825 452 942 664 1671

2.1 В том числе с макротрещинами 138 122 16 85 12 —

2.2 В том числе со сквозными трещинами, резвившимися с наружной поверхности 16 16 0 9 0 -

3 Подвергнутых контролю микроповреждённости 1684 1630 54 740 749 199

3.1 В том числе содержащие микротрещины 23 12 7 12 2 -

3.2 В том числе содержащие микродефекты в виде пор 461 444 21 286 125 -

4 С относительной остаточной деформацией прямых участков гибов более 0,8 % 40 32 8 16 8 -

5 С относительной овальностью менее 1% 85 64 11 37 0 -

Из таблицы 1.3 видно, что из общего количества гибов:

1.73% в 1999 г. приходилось на гибы, изготовленные из стали

12Х1М1Ф, 27 % - 15Х1М1Ф. Данную статистику можно объяснить тем, что сталь 15Х1М1Ф является более новой, нежели 12X1МФ, а также более жаростойкой.

2. 25 % гибов имели наработку менее 0,7 паркового ресурса (/„), 32 % -наработку от 0,7 до 1,0 43 % - более /,„ т.е. больше половины вышедших из строя гибов не проработали предусмотренный парковый ресурс. Если учесть, что парковый ресурс составляет порядка 30 лет, то проектирование и изготовление вышедших из строя гибов проводилось в 70-е годы. Таким образом, можно предположить, что при проектировании гибов не были учтены все факторы, оказывающие влияние на их ресурс, кроме того при изготовлении гибов в ряде слу