Materiałoznawcza interpretacja trwałości stali dla energetyki

OPEN ACCESS LIBRARY SOWA Scientific International Journal of the World Academy of Materials and Manufacturing Engineer...

Author: Janusz DOBRZAŃSKI

25 downloads 722 Views 46MB Size Report

This content was uploaded by our users and we assume good faith they have the permission to share this book. If you own the copyright to this book and it is wrongfully on our website, we offer a simple DMCA procedure to remove your content from our site. Start by pressing the button below!
Report copyright / DMCA form

DOWNLOAD PDF

OPEN ACCESS LIBRARY

SOWA

Scientific International Journal of the World Academy of Materials and Manufacturing Engineering publishing scientific monographs in Polish or in English only Published since 1998 as Studies of the Institute of Engineering Materials and Biomaterials

Volume 3, 2011

Janusz DOBRZAŃSKI

ISSN 2083-5191 ISBN 83-89728-90-7 EAN 9788389728906

Materiałoznawcza interpretacja trwałości stali dla energetyki

OPEN ACCESS LIBRARY Scientific International Journal of the World Academy of Materials and Manufacturing Engineering publishing scientific monographs in Polish or in English only Published since 1998 as Studies of the Institute of Engineering Materials and Biomaterials

Volume 3, 2011

Editor-in-Chief Prof. Leszek A. Dobrzański – Poland

Editorial Board Prof. Gilmar Batalha – Brazil Prof. Emin Bayraktar – France Prof. Rudolf Kawalla – Germany Prof. Stanisław Mitura – Poland Prof. Jerzy Nowacki – Poland Prof. Ryszard Nowosielski – Poland Prof. Jerzy Pacyna – Poland

Prof. Zbigniew Rdzawski – Poland Prof. Maria Richert – Poland Prof. Maria Helena Robert – Brazil Prof. Mario Rosso – Italy Prof. Bozo Smoljan – Croatia Prof. Mirko Sokovic – Slovenia Prof. Leszek Wojnar – Poland

Patronage World Academy of Materials and Manufacturing Engineering

Association of Computational Materials Science and Surface Engineering Institute of Engineering Materials and Biomaterials of the Silesian University of Technology, Gliwice, Poland

Abstracting services Journal is cited by Abstracting Services such as:

The Directory of Open Access Journals

Reading Direct This journal is a part of Reading Direct, the free of charge alerting service which sends tables of contents by e-mail for this journal and in the promotion period also the full texts of monographs. You can register to Reading Direct at www.openaccesslibrary.com

Journal Registration The Journal is registered by the Civil Department of the District Court in Gliwice, Poland

Publisher International OCSCO World Press Gliwice 44-100, Poland, ul. S. Konarskiego 18a/366 e-mail: [email protected] Bank account: Stowarzyszenie Komputerowej Nauki o Materiałach i Inżynierii Powierzchni Bank name: ING Bank Śląski Bank addres: ul. Zwycięstwa 28, 44-100 Gliwice Poland Account number/ IBAN CODE: PL 76105012981000002300809767 Swift code: INGBPLPW Gliwice 2011 International OCSCO World Press. All rights reserved ∞ The paper used for this Journal meets the requirements of acid-free paper Printed in Poland

®

Janusz DOBRZAŃSKI


MATERIAŁOZNAWCZA INTERPRETACJA TRWAŁOŚCI STALI DLA ENERGETYKI

OPINIODAWCY: Prof. dr Tadeusz Bołd (Instytut Metalurgii Żelaza – Gliwice) Prof. dr hab. inż. Marek Hetmańczyk (Politechnika Śląska – Katowice)

ISSN 2083-5191 ISBN 83-89728-90-7 EAN 9788389728906

SPIS TREŚCI Streszczenie ................................................................................................5 Abstract . ..................................................................................................... 7 1. Wprowadzenie, cele i zakres pracy.....................................................9 2. Ogólna charakterystyka długotrwałej eksploatacji elementów instalacji energetycznych................................................................... 15 3. Zmiany własności mechanicznych badanych stali po eksploatacji w warunkach pełzania............................................ 38 4. Zmiany strukturalne w badanych stalach podczas eksploatacji w warunkach pełzania.................................. 78 5. Aplikacja metod sztucznej inteligencji do wspomagania oceny stanu uszkodzenia stali pracujących w warunkach pełzania ...............................................................................................126 6. Metodyka oceny trwałości rozporządzalnej i resztkowej badanych stali pracujących w warunkach pełzania ...................135 7. Podsumowanie i uwagi końcowe ...................................................191 Literatura . ...............................................................................................196

MATERIAŁOZNAWCZA INTERPRETACJA TRWAŁOŚCI STALI DLA ENERGETYKI


Materiałoznawcza interpretacja trwałości stali dla energetyki Janusz Dobrzański Instytut Metalurgii Żelaza im. Stanisława Staszica, ul. Karola Miarki 12-14, 44-100 Gliwice, Polska Adres korespondencyjny: Adres e-mail: [email protected]

Streszczenie Cel: Poznawczy cel niniejszej monografii jest związany z przedstawieniem opisu procesu degradacji materiału podczas długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania, zmian jego struktury i rozwoju wewnętrznych uszkodzeń. Głównym naukowym celem jest materiałoznawcza interpretacja przyczyn tych zmian oraz ocena trwałości stali stosowanych na elementy energetyczne pracujące w warunkach pełzania. Cel praktyczny pracy polega na opracowaniu obiektywnej metody oceny stanu materiału i jego przydatności do dalszej eksploatacji w warunkach pełzania. Postawiono tezę niniejszej monografii, że obiektywna ocena trwałości materiału pracującego w warunkach pełzania możliwa jest jedynie w oparciu o zespół materiałoznawczych metod i technik badawczych, obejmujących wyniki badań metalograficznych, badań własności mechanicznych i metod obliczeniowych. Projekt/metodologia/podejście: Prace własne autora w obszarze trwałości elementów konstrukcyjnych instalacji energetycznych uwzględnione w niniejszej monografii, dotyczą aplikacji autorskiej metodyki diagnozowania uszkodzeń krytycznych elementów instalacji ciśnieniowych kotłów energetycznych, z wykorzystaniem badań materiałoznawczych, w ocenie przyczyn ich awarii. W celu prognozowania trwałości resztkowej elementów instalacji energetycznych autor podjął również własne prace z obszaru komputerowej nauki o materiałach, w zakresie wykorzystania metod sztucznej inteligencji, a zwłaszcza sztucznych sieci neuronowych, w ramach autorskiej metodologii rozwiązania tego problemu. Osiągnięcia: Osiągnięcia pracy dotyczą opracowania autorskiej metodologii oceny stanu badanych stali po eksploatacji w warunkach pełzania opartej na ocenie zmian w strukturze, odniesionych do stopnia wyczerpania. Dokonując oceny podanych elementów składowych struktury, tzn. zmian w strukturze odpowiednio perlitu, bainitu lub martenzytu, rozwoju procesów wydzieleniowych oraz rozwoju uszkodzeń wewnętrznych i przypisując odpowiadające im klasy Streszczenie

5

Open Access Library Volume 3 2011

ujawnione na podstawie badań strukturalnych, wyznacza się główną klasę struktury i odpowiadający jej stopień wyczerpania odrębnie dla stali niskostopowych o strukturze ferytycznoperlitycznej lub ferrytyczno-bainitycznej z ewentualnym udziałem perlitu oraz odrębnie dla stali wysokochromowej o strukturze odpuszczonego martenzytu, natomiast stopniowi wyczerpania przyporządkowuje się główną klasę struktury, ujmującą klasy procesów składowych zmian w strukturze. Znając stopień wyczerpania stali i dotychczasowy czas eksploatacji, można oszacować trwałość resztkową, czyli czas pozostający do zniszczenia materiału, którego częścią jest rozporządzalna trwałość resztkowa, będąca bezpiecznym czasem dalszej eksploatacji dla przewidywanych warunków pracy. Ograniczenia badań/zastosowań: Monografia została opracowana na podstawie wyników własnych prac naukowo-badawczych dotyczących wybranych stali niskostopowych 16Mo3, 14MoV6-3, 13CrMo4-5, 10CrMo9-10 oraz wysokochromowej stali X20CrMoV11-1, jako najczęściej lub niemal wyłącznie dotychczas stosowanych w Polsce na elementy instalacji energetycznych, pracujące w warunkach pełzania. Badania wykonano na elementach po długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania po rzeczywistym czasie eksploatacji znacznie dłuższym od obliczeniowego czasu pracy 100 000 godzin. Praktyczne zastosowania: Osiągnięte cele pracy i wiedza uzyskana przez ich realizację pozwala na optymalne, z punktu widzenia czynników eksploatacyjnych, ekonomicznych i warunków bezpieczeństwa, wykorzystanie elementów konstrukcyjnych instalacji energetycznych poddanych długotrwałej eksploatacji w warunkach podwyższonej temperatury, naprężenia oraz agresywnego środowiska, gdy obliczeniowy czas pracy przekroczył 100 000 godzin i z formalno-prawnego punktu widzenia elementy te nie powinny być już eksploatowane. Oryginalność/wartość: Opracowana metodyka oceny stanu materiału, oceny stanu elementu, jego trwałości resztkowej i trwałości rozporządzalnej oraz oceny jego przydatności do dalszej eksploatacji i prognozy czasu dalszej bezpiecznej eksploatacji została poddana weryfikacji doświadczalnej przez autora w ok. 1000 przypadków w praktyce przemysłowej, przynosząc miliardowe efekty ekonomiczne, przy czym w żadnym przypadku nie stwierdzono popełnienia błędu w zakresie ustalenia czasu dalszej bezpiecznej eksploatacji tych elementów. Słowa kluczowe: Materiałoznawstwo energetyczne; Pełzanie; Trwałość resztkowa; Wyczerpanie; Uszkodzenie Cytowania tej monografii powinny być podane w następujący sposób: J. Dobrzański, Materiałoznawcza interpretacja trwałości stali dla energetyki, Open Access Library, Volume 3, 2011, str. 1-228. 6

J. Dobrzański


Materials science interpretation of the life of steels for power plants Janusz Dobrzański Institute for Ferrous Metallurgy, 12-14 Karola Miarki Street, 44-100 Gliwice, Poland Corresponding author: E-mail address: [email protected]

Abstract Purpose: The research purpose of this monograph is related to presenting a description of the material degradation process during long-term operation in creep conditions, changes to material structure and the formation of internal damages. The primary scientific purpose is the materials science interpretation of causes of such changes and the assessment of the life of steels used as power installations components working in creep conditions. The practical purpose of the work is to develop an objective method of evaluation of the material state and the suitability of material for further operation in creep conditions. A thesis that the life of material operating in creep conditions can be evaluated objectively only based on a group of materials science methods and research techniques, encompassing the results of metallographic research, tests of mechanical properties and calculation methods has been presented in this monograph. Project/methodology/approach: The author's own works in the area of life of structural components of power installations included in this monograph concern the application of the own methodology of diagnosing the critical damages of components of pressure power boilers installations, using materials science research, to evaluate the causes of failure. In order to predict the residual life of power installations components, the author has also undertaken his own research in the area of computer materials science related to the application of artificial intelligence methods, especially artificial neural networks, in the framework of the own methodology for solving such an issue. Findings: The findings of the this monograph concern the development of an own methodology of evaluating the state of the investigated steels after operation in creep conditions based on the evaluation of changes to the structure, referred to the degree of depletion When evaluating Abstract

7


the constituent parts of structure, so-called changes to the structure of, respectively, perlite, bainite or martensite, the development of precipitation processes and development of internal damages and when ascribing their corresponding classes identified in structural investigations, the main class of structure is determined and its corresponding degree of depletion, separately for low-alloy steels with the ferritic-perlitic structure or ferritic-bainitic structure with a possible portion of perlite and separately for high-chromium steel with the structure of tempered martensite, and the degree of depletion is ascribed to the main class of structure including the classes of component processes of changes in the structure. Residual life, i.e. the time remaining to material destruction, part of which is available residual life being the safe time for further operation for the predicted work conditions, can be estimated by knowing the degree of depletion for steel and the existing service life. Research limitations/implications: The monograph was prepared on the basis on the results of own scientific and research work concerning selected low-alloy steels 16Mo3, 14MoV6-3, 13CrMo4-5, 10CrMo9-10 and high-chromium steels X20CrMoV11-1, as the ones used more often or almost exclusively in Poland for power installations components working in creep conditions. The research was performed at components after long-term operation in creep conditions after the actual service time much longer than the calculated service life of 100,000 hours. Practical implications: The objectives of the work accomplished and the knowledge acquired through accomplishment thereof allows for the optimum use, in terms of operation and economic factors and safety conditions, of structural components of power installations subjected to long-term operation in the conditions of increased temperature, stress and aggressive environment, when the calculated service life has exceeded 100,000 hours and when such components should not be operated anymore from a formal and legal point of view. Originality/value: The established methodology of material state evaluation, component state evaluation, its residual life and available life and evaluation of its suitability for further operation and a prediction of further safe operation, has been verified experimentally by the author in approx. 1000 cases in industrial practice, bringing economic effects equivalent to billions, and no error was ever identified in the determination of time of further safe operation of such components. Keywords: Materials science in power plants; Creep; Residual life; Depletion; Damage Reference to this paper should be given in the following way: J. Dobrzański, Materials science interpretation of the life of steels for power plants, Open Access Library, Volume 3, 2011, pp. 1-228. 8

J. Dobrzański


1. Wprowadzenie, cele i zakres pracy Utrzymanie dotychczasowego poziomu produkcji energii elektrycznej w Polsce przy braku lub niewielkim udziale nowych inwestycji w sektorze energetycznym wymaga zapewnienia dyspozycyjności pracujących jednostek i zapewnienia ich bezpiecznej eksploatacji, szczególnie tych które przekroczyły obliczeniowy czas pracy 100 000 godzin. Sytuacja jest szczególnie dramatyczna gdyż około 90% eksploatowanych w Polsce bloków energetycznych przekroczyło już ten obliczeniowy czas pracy. Długotrwała eksploatacja urządzeń i instalacji energetycznych wywołuje w materiale procesy pełzania. Czas do zerwania materiału poddanego pełzaniu określany jest jako trwałość. Obliczeniowy czas pracy wynika z zastosowanej do obliczeń czasowej wytrzymałości na pełzanie. Większość z bloków przekroczyła nawet czas eksploatacji 200 000 godzin. Decyzje o przedłużeniu eksploatacji poza czas obliczeniowy zostały podjęte z zastosowaniem metody oceny opartej o dane średniej czasowej wytrzymałości na pełzanie dla 200 000 godzin oraz o pozytywne wyniki kompleksowych badań diagnostycznych, szczególnie elementów krytycznych części ciśnieniowej kotłów i turbin. Wśród elementów krytycznych istotne znaczenie mają elementy pracujące powyżej temperatury granicznej, to znaczy w warunkach pełzania. Względy ekonomiczne i wymagania w zakresie ochrony środowiska, wymuszają ponadto dokonanie modernizacji pracujących jednostek, mającej na celu podwyższenie ich sprawności netto. Niebagatelne znaczenie mają wymagania stawiane przez dyrektywę Unii Europejskiej w zakresie ochrony środowiska, dotyczące ograniczenia emisji szkodliwych substancji do atmosfery, takich jak związki siarki, azotu oraz dwutlenek węgla. Sposoby osiągnięcia tak zdefiniowanych celów są realizowane poprzez racjonalną diagnostykę, przeglądy i naprawy. Biorąc pod uwagę współczesny stan wiedzy na temat żarowytrzymałości stali stopowych i trwałości elementów konstrukcyjnych instalacji energetycznych, jak również uwzględniając wyniki własnych badań autora w tym zakresie [1-100], postawiono następującą tezę niniejszej monografii: „Obiektywna ocena trwałości materiału pracującego w warunkach pełzania możliwa jest jedynie w oparciu o zespół materiałoznawczych metod i technik badawczych, obejmujących wyniki badań metalograficznych, badań własności mechanicznych i metod obliczeniowych”. 1. Wprowadzenie, cele i zakres pracy

9


Dla potwierdzenia przyjętej tezy sformułowano poznawczy cel niniejszej monografii jako: „Przedstawienie

opisu

procesu

degradacji

materiału

podczas

długotrwałej

eksploatacji w warunkach pełzania, zmian jego struktury i rozwoju wewnętrznych uszkodzeń” oraz cel praktyczny jako: „Opracowanie obiektywnej metody oceny stanu materiału i jego przydatności do dalszej eksploatacji w warunkach pełzania”. Głównym naukowym celem niniejszej pracy jest zatem: „Materiałoznawcza interpretacja przyczyn zmian oraz ocena trwałości stali stosowanych na elementy energetyczne pracujące w warunkach pełzania”. Postawione cele są integralnie ze sobą związane, a wiedza uzyskana przez ich realizację pozwala na optymalne, z punktu widzenia czynników eksploatacyjnych, ekonomicznych i warunków bezpieczeństwa, wykorzystanie elementów konstrukcyjnych instalacji energetycznej poddanych długotrwałej eksploatacji w warunkach podwyższonej temperatury, naprężenia oraz agresywnego środowiska. Dotyczy to szczególnie obiektów, które przekroczyły obliczeniowy czas pracy 100 000 godzin i z formalno-prawnego punktu widzenia nie powinny być dalej eksploatowane. Cykl prac własnych wykonanych przez autora w obszarze trwałości elementów konstrukcyjnych instalacji energetycznych [56-60], uwzględnionych w niniejszej monografii, dotyczy aplikacji autorskiej metodyki diagnozowania uszkodzeń krytycznych elementów instalacji ciśnieniowych kotłów energetycznych, z wykorzystaniem badań materiałoznawczych, w ocenie przyczyn ich awarii. W celu prognozowania trwałości resztkowej elementów instalacji energetycznych autor podjął również własne prace z obszaru komputerowej nauki o materiałach, w zakresie wykorzystania metod sztucznej inteligencji, a zwłaszcza sztucznych sieci neuronowych, w ramach autorskiej metodologii rozwiązania tego problemu [61-77]. 10

J. Dobrzański


Oddzielnym i równie istotnym problemem dotyczącym trwałości elementów konstrukcyjnych instalacji energetycznych jest trwałość eksploatacyjna złączy spawanych, jak i wykonywanie naprawczych złączy spawanych materiałów po eksploatacji z materiałami w stanie wyjściowym lub z materiałami po eksploatacji, elementów wymagających naprawy lub dokonania zmian konstrukcyjnych w modernizacji instalacji po długotrwałej pracy. Wymaga to wiedzy w zakresie zachowania się materiałów badanych złączy w warunkach odpowiadających warunkom eksploatacji oraz wiedzy w zakresie technologii wykonywania naprawczych złączy spawanych. Zagadnienia te szczegółowo omówiono także w publikacjach autora [78-100]. Stanowią one niezwykle istotny element w praktycznej aplikacji stali i innych materiałów inżynierskich w energetyce, chociaż nie zostały one szczegółowo omówione w niniejszej monografii. Ocena stanu degradacji elementów instalacji energetycznych po długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania oraz określenie ich przydatności do dalszej eksploatacji, każdorazowo wymagają wykonania komplementarnych badań i pomiarów, których dobór jest zależny m.in. od rodzaju i warunków pracy analizowanego elementu konstrukcyjnego, a także od możliwości dostępu do tego elementu. Wymienione badania i pomiary stanowią istotne elementy autorskiej metodyki oceny stanu degradacji elementów instalacji energetycznych prezentowanej w niniejszej pracy oraz wielokrotnie zastosowanej i zweryfikowanej w praktyce przemysłowej, a także zaprezentowanej i wykorzystanej w licznych spośród opracowań własnych, publikacji i wystąpień konferencyjnych autora [1-435]. Do tych badań i pomiarów należą m.in. metody penetracyjne, magnetyczne proszkowe i ultradźwiękowe badań nieniszczących, umożliwiające ujawnienie nieciągłości materiałowych, pomiar wartości trwałego odkształcenia, strzałki ugięcia, grubości ścianki i naprężeń własnych, których opis nie jest objęty niniejszą pracą, a nade wszystko badania materiałoznawcze, służące ustaleniu zaawansowania procesów strukturalnych wyczerpania i uszkodzenia materiału podczas eksploatacji w warunkach pełzania, do których ograniczono zakres niniejszej monografii. Niniejsza monografia została opracowana w całości na podstawie wyników własnych prac naukowo-badawczych autora i stanowi syntetyczne ujęcie wyników zawartych w stu wybranych pracach własnych wybranych spośród prac badawczych i wdrożeniowych opublikowanych w kraju i za granicą głównie w ostatnim 5-leciu, a niemal w całości po roku 2000 [1-100], oraz niepublikowanych: rozprawy doktorskiej [101], czterech projektów badawczych (COST, rozwojowy i celowy) [102-105] i ok. trzystu trzydziestu prac wykonanych na zlecenie 1. Wprowadzenie, cele i zakres pracy

11


przemysłu [106-435], dotyczących zagadnień pełzania, w tym głównie wybranych stali niskostopowych 16Mo3, 14MoV6-3, 13CrMo4-5, 10CrMo9-10 oraz wysokochromowej stali X20CrMoV11-1 (tabl. 1), jako najczęściej lub niemal wyłącznie dotychczas stosowanych w Polsce na elementy instalacji energetycznych, pracujące w warunkach pełzania, w szczególności dotyczących wyczerpania i związanych z tym procesów wydzieleniowych oraz uszkodzenia tych stali, jak również oryginalnej autorskiej metodologii oceny trwałości resztkowej, włącznie z wykorzystaniem metod sztucznej inteligencji do modelowania wybranych procesów oraz predykcji bezpiecznego czasu dalszej eksploatacji. Tablica 1. Orientacyjny skład chemiczny badanych stali do pracy w podwyższonej temperaturze Znak stali

inne – Sn ≤0,025 0,14 0,55 0,45 – 0,6 0,25 14MoV6-32) ≤0,4 Al ≤0,02 0,13 0,7 – 0,5 – – 13CrMo4-52) ≤0,35 0,95 2) 0,11 0,5 2,25 – 1 – – 10CrMo9-10 ≤0,5 0,65 11,8 0,45 1 0,3 – X20CrMoV11-13), 4) 0,21 ≤0,5 1) P ≤0,015-0,035, S ≤0,005-0,035; wartości bez znaku ≤ oznaczają stężenie średnie. 2) Stale przeznaczone na urządzenia ciśnieniowe; Cr ≤0,3, Cu ≤0,3, Ni ≤0,3, Mo ≤0,08, Al ≤0,02-0,06, V ≤0,02, Nb ≤0,01; skład chemiczny stali o określonych własnościach w podwyższonej temperaturze, dostarczanych w postaci rur (PN-EN 10216-2+A2:2009, PN-EN 10217-2:2004 i PN-EN 10217-5:2004) i przeznaczonych na urządzenia ciśnieniowe. Stal według: 3) PN-EN 10302:2009, 4) PN-EN 10269:2004. 16Mo32)

C 0,16

Mn 0,65

Stężenie pierwiastków 1), % Si Cr Ni Mo – – 0,3 ≤0,35

V –

Badania wykonano na elementach po długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania po rzeczywistym czasie eksploatacji znacznie dłuższym od obliczeniowego czasu pracy 100 000 godzin (tabl. 2). Dla każdego z badanych materiałów poddanych badaniom niszczącym wykonano kontrolną analizę składu chemicznego, wykazując jego zgodność z wymaganiami norm. Wyboru miejsc do badań dokonywano na podstawie doświadczeń eksploatacyjnych, pomiarów i badań diagnostycznych, obliczeń sprawdzających oraz po wyznaczeniu rozkładu temperatury, odkształceń i naprężeń metodą elementów skończonych, dla najbardziej wytężonych miejsc i po dokonaniu ich analizy w oparciu o możliwą dostępność, celem ich wycięcia oraz możliwości dokonania naprawy lub wymiany. Wybrane do badań niszczących wycinki charakteryzowały się największym wytężeniem, gdyż pracowały w najtrudniejszych warunkach temperaturowo-naprężeniowych. 12

J. Dobrzański


Tablica 2. Wybór materiału do badań Badane elementy kotła Gatunek stali

Rodzaj

wycinki rur wężownic oraz komór przegrzewaczy pary po pracy w warunkach pełzania w kotłach energe16Mo3 tycznych o wydajności od 430 do 650 ton pary/godz. wycinki rur z elementów głównych rurociągów pary świeżej po długotrwałej eksploatacji w warunkach 14MoV6-3 pełzania w części ciśnieniowej kotłów energetycznych o wydajności od 430 do 1650 ton pary/godz. wycinki wężownic ogrzewane spalinami od zewnątrz, ogrzewane czynnikiem od wewnątrz kolektory, komory i regulatory temperatury oraz 13CrMo4-5 główne i komunikacyjne rurociągi parowe części ciśnieniowej kotłów energetycznych o wydajności od 430 do 1650 ton pary/godz. wycinki rur pobranych z elementów komór wylotowych, regulatorów temperatury, rurociągów pary wtórnie przegrzanej i wężownic przegrzewaczy pary pierwotnej i wtórnie 10CrMo9-10 przegrzanej po długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania w części ciśnieniowej kotłów energetycznych o wydajności od 430 do 1650 ton pary/godz. wycinki rur pobrane z komór wylotowych oraz materiał wężownic przegrzewaczy pary po długotrwałej X20CrMoV11-1 eksploatacji w warunkach pełzania w części ciśnieniowej kotłów energetycznych o wydajności od 1150 do 1650 ton pary/godz.

Parametry eksploatacji TempeLiczba Czas, Ciśnienie, ratura, 1) godziny MPa o C ponad 100

105 000 do 230 000

490 do 510

12 do 16,5

ponad 500

100 000 do 230 000

530 do 575

12 do 19,5

ponad 800

50 000 do 230 000

510 do 550

12 do 21

ponad 800

50 000 do 230 000

520 do 560

12 do 21

ponad 500

60 000 do 185 000

540 do 590

18 do 21

1)

Łączna liczba elementów części ciśnieniowej kotłów energetycznych pracujących w warunkach pełzania poddanych nieniszczącym lub niszczącym badaniom materiałowym. Przeglądowy charakter opracowania uniemożliwia zaprezentowanie wszystkich pojęć podstawowych, które ujęto we wcześniej opublikowanych współautorskich opracowaniach podręcznikowych autora [49-51]. Ponieważ monografia w całości dotyczy prezentacji 1. Wprowadzenie, cele i zakres pracy

13


własnych osiągnięć naukowo-badawczych autora, świadomie zrezygnowano z klasycznego przeglądu aktualnego stanu wiedzy, która w dużej mierze jest ukształtowana, zwłaszcza w Polsce, przy udziale autora, a skupiono się na wynikach badań własnych autora, które niemal w całości stanowią treść niniejszej monografii. Autor w tym miejscu ma honor oddać swój hołd Wielkim Metaloznawcom, którzy ukształtowali Jego sylwetkę naukową i swym oddziaływaniem przesądzili o wyborze przez Niego życiowej drogi naukowej w zakresie materiałoznawstwa energetycznego, w tym nieżyjącym już: Prof. Adolfowi Maciejnemu Dr. hc., Prof. Janowi Adamczykowi Prof. Hon. i Mgr. inż. Zbigniewowi Borysowskiemu, oraz nadal najbliżej współpracującym z Autorem przez wiele lat: Prof. Tadeuszowi Bołdowi, Prof. Adamowi Hernasowi i Dr. inż. Piotrowi Milińskiemu, jak również złożyć podziękowania za współpracę Dr. inż. Adamowi Schwedlerowi Dyrektorowi Instytutu Metalurgii Żelaza im. Stanisława Staszica w Gliwicach.

14

J. Dobrzański


2. Ogólna charakterystyka długotrwałej eksploatacji elementów instalacji energetycznych Zapotrzebowanie na energię elektryczną jest bezpośrednio związane z rozwojem gospodarczym kraju, produkcją przemysłową, energochłonnością oraz zarządzaniem energią. Przewidywano [436], że w Polsce do 2020 roku miało nastąpić prawie dwukrotne zwiększenie zużycia energii w porównaniu z rokiem 1997 (rys. 1), oraz że zmaleje zużycie węgla kamiennego w ogólnym bilansie surowców energetycznych z ok. 56% w 2007 do ok. 30% w 2020 roku (rys. 2). Uaktualnione dane [437] wskazują, że chociaż znaczenie węgla kamiennego w ogólnym bilansie surowców energetycznych rzeczywiście stale będzie maleć z obecnych 53% w roku 2010 do ok. 40% w 2020 roku i ok. 36% w 2030 roku, to jednak nadal będzie on podstawowym paliwem dla wielkich elektrowni i elektrociepłowni. Obecnie z węgla kamiennego i brunatnego wytwarza się około 92% energii elektrycznej w Polsce [437], choć pod koniec ubiegłego wieku przewidywano że będzie to nawet 97% [438]. Rozwój technologii energetycznych (rys. 3) uzależniony jest m.in. od uwarunkowań techniczno-ekonomicznych, ekologicznych, prawnych, a nade wszystko od czynników materiałowo-technologicznych [438-444]. Wysokotemperaturowa wytrzymałość i trwałość elementów konstrukcyjnych, często określana jako żarowytrzymałość, zależy od wymaganej odporności na pełzanie, stabilności struktury materiału, technologiczności i rozwiązań

Rysunek 1. Prognozy zużycia energii elektrycznej do 2020 roku [436] 2. Ogólna charakterystyka długotrwałej eksploatacji elementów instalacji energetycznych

15


Rysunek 2. Prognozy zużycia węgla kamiennego [436]

Rysunek 3. Współczesne technologie energetyczne [50] konstrukcyjnych, a także od poziomu zaawansowania technologii. W budowie maszyn i urządzeń energetycznych, podobnie jak w innych dziedzinach techniki, zastosowanie znajdują stale do pracy w podwyższonej temperaturze, w tym stale odporne na pełzanie, a także coraz częściej inne żarowytrzymałe stopy metali. Żarowytrzymałość jest złożoną, wynikową cechą materiału, uwarunkowaną przebiegiem i wzajemnym oddziaływaniem procesów odkształcenia, umocnienia i dekohezji w podwyższonej temperaturze. Własności i cechy mechaniczne, fizykochemiczne oraz technologiczne stopów żarowytrzymałych zestawiono w tablicy 3. 16

J. Dobrzański


Tablica 3. Wymagania stawiane materiałom żarowytrzymałym stosowanym w energetyce cieplnej (opracowano według A. Maciejnego) Własności granica plastyczności w temperaturze podwyższonej długotrwała wytrzymałość na pełzanie – czas do zniszczenia Własności wytrzymałość na obciążenia cykliczne – mechaniczne i cieplne mechaniczne własności plastyczne – wydłużenie przy zniszczeniu, udarność odporność na kruche pękanie odporność na ścieranie i kawitację korozja równomierna – woda, para wodna, pary soli, spaliny, popiół paliwowy, nośniki energii jądrowej Własności korozja wżerowa fizyczne korozja międzykrystaliczna i chemiczne; korozja naprężeniowa odporność odporność na uszkodzenia radiacyjne korozyjna stabilność wymiarowa niemagnetyczność elementów rdzenia spawalność podatność na obróbkę plastyczną na zimno i gorąco Własności obrabialność technologiczne jakość powierzchni gotowych produktów jednorodność składu chemicznego 1)

Wpływ 1) ↑ ↑↑ ↑ ↑↑ ↑ –~ ↑ ~ ~ –~ – ↑ – ↑↑ ↑ ↑ ↑ ↑

↑↑ szczególnie istotny, ↑ istotny, ~ istotny w niektórych przypadkach, – nieistotny. Żarowytrzymałość zależy nie tylko od czynników technologicznych i konstrukcyjnych,

lecz głównie od wzajemnej kombinacji temperatury, naprężenia i czasu eksploatacji, a także od środowiska, decydując o przebiegu zjawisk degradujących te własności, tzn.: pełzania, które jest podstawowym procesem determinującym mechaniczne zachowanie się metali i stopów w podwyższonej i wysokiej temperaturze, zmęczenia mechanicznego i zmęczenia cieplnego, które jest najbardziej złożonym z tych procesów, a ponadto coraz częściej korozji. Elementy konstrukcyjne urządzeń i instalacji energetycznych, ciepłowniczych oraz petrochemicznych ulegają zatem wskutek eksploatacji ciągłemu procesowi niszczenia, co wpływa na rzeczywistą trwałość elementu, przy czym w praktyce czas bezpiecznej i sprawnej pracy jest jedynym interesującym wskaźnikiem ilościowym, związanym bezpośrednio z trwałością, jako miarą ogólnie pojętego wytężenia materiału lub elementu konstrukcyjnego. Określenie trwałości wymaga wyznaczenia czasu granicznego do zniszczenia tZ (tr), granicznej liczby cykli do zniszczenia NZ (Nf), liczby operacji lub zabiegów technologicznych oraz liczby innych wielkości mierzalnych, po których przy założonym kryterium nastąpi zniszczenie lub utrata 2. Ogólna charakterystyka długotrwałej eksploatacji elementów instalacji energetycznych

17


zdolności spełniania wymaganych funkcji przez materiał lub element konstrukcyjny. Elementy konstrukcyjne w wymienionych gałęziach przemysłu, zwłaszcza energetycznego, są eksploatowane w warunkach lokalnej kumulacji oddziaływania niejednorodnych i niestacjonarnych pól temperatury oraz obciążeń mechanicznych, środowiska, zmian i niejednorodności struktury materiału i związanych z tym zmian własności mechanicznych oraz przy okresowych losowych przeciążeniach, w wyniku czego są narażone na występowanie w nich lokalnie odkształceń plastycznych i różnego rodzaju uszkodzeń, zwykle w strefach spiętrzenia naprężeń wywołanych karbami mechanicznymi, karbami strukturalnymi oraz dużym gradientem temperatury. Materiały stosowane do budowy urządzeń energetycznych i petrochemicznych powinny się zatem odznaczać nie tylko wymaganą odpornością na odkształcenie plastyczne w podwyższonej temperaturze, lecz również wykazywać małą podatność na pękanie, w tym szczególnie na tworzenie kruchego złomu w warunkach współdziałania czynników mechanicznych, korozyjnych i aktywowanych cieplnie. Wśród elementów instalacji energetycznych można wyróżnić pracujące poniżej lub powyżej temperatury granicznej Tg, czyli w warunkach pełzania. Temperaturę graniczną Tg dla każdej stali stosowanej na elementy pracujące w podwyższonej temperaturze, wyznacza punkt przecięcia krzywej minimalnej granicy plastyczności Ret min ( R0t , 2 min ) i krzywej średniej czasowej wytrzymałości na pełzanie dla 100 000 godzin RZ/100000/T, a w rzeczywistości określanej jako zakres temperatury zależny od pasma rozrzutu R0,2 i RZ (rys. 4), o wartościach przykładowo zestawionych przez autora dla standardowych stali kotłowych oraz nowych gatunków stali żarowytrzymałych (rys. 5).

Rysunek 4. Schemat wyznaczania temperatury granicznej Tg [50] 18

J. Dobrzański


a)

b)

Rysunek 5. Charakterystyki żarowytrzymałościowe stali kotłowych: a) niestopowych i niskostopowych, b) wysokochromowych 9-12% Cr 2. Ogólna charakterystyka długotrwałej eksploatacji elementów instalacji energetycznych

19


Szybkość odkształcenia w czasie pełzania najogólniej jest funkcją czterech parametrów: (1)

ε& = ε& (σ , T , S i , ω) ,

gdzie: σ – przyłożone naprężenie,

T – temperatura, Si = S1, S2, S3 .... Sn – parametry strukturalne określające cechy struktury wywierające wpływ na szybkość pełzania, a w szczególności: gęstość i układ dyslokacji, wielkość ziarna, stężenie pierwiastków stopowych rozpuszczonych w osnowie, rozkład i udział wydzieleń wewnątrz i na granicach ziarn, ω – stan wewnętrznych uszkodzeń wywołujących pękanie. Zmiany stanu ustalonego, charakterystycznego dla II stadium pełzania, są wywoływane

& są oddziaływaniem struktury na stałe obciążenie lub następują w przypadku, gdy S& i i/lub ω & – szybkość zmian różne od zera, gdzie S& i – szybkość zmian parametrów strukturalnych, ω stanu uszkodzeń wewnętrznych. Wówczas zwykle zwiększa się szybkość pełzania i rozpoczyna się III stadium pełzania (rys. 6), chociaż szybkość pełzania może ulec zmniejszeniu, jeżeli zmiany S& i są spowodowane procesami wydzieleniowymi.

ts

tt

tr

t

Rysunek 6. Krzywe pełzania a) w stałej temperaturze, b) przy stałym obciążeniu [49]

20

J. Dobrzański


Można wyróżnić dwa rodzaje zmian w materiale prowadzące do zwiększenia szybkości pełzania. Pierwszym z nich jest wyczerpanie, gdy zmiany następują w strukturze S& i ≠ 0, a nie

& = 0. Wyczerpanie jest utratą zdolności materiału do odkształwystępuje proces dekohezji ω cenia plastycznego w wyniku przebiegu procesu pełzania. Stopień wyczerpania jest wartością względną i przy zerwaniu równy jest 1 lub 100%. Miarą stopnia wyczerpania jest stosunek odkształcenia ε elementu poddanego pełzaniu do całkowitego odkształcenia przy zerwaniu εc (rys. 7a). Miarą stopnia wyczerpania może być również stosunek czasu t przebiegu pełzania w danym elemencie do czasu zerwania tr (rys. 7b). Zależność między wyczerpaniem odkształceniowym a czasowym ma charakter liniowy zwykle do końca II stadium pełzania [7, 101, 445, 446]. Drugim procesem jest uszkodzenie, gdy powstają i rozwijają się uszkodzenia wewnętrzne & ≠ 0, a nie towarzyszą im zmiany struktury S&i = 0. Uszkodzenie w wyniku pełzania to ω

nieodwracalne zmiany struktury, spowodowane przez oddziaływanie temperatury i naprężenia mechanicznego w długotrwałym czasie. Stopień uszkodzenia może być określony eksperymentalnie metodami metalograficznymi. Wyczerpywanie się materiału jest spowodowane między innymi przez powstawanie i rozwijanie się uszkodzeń wewnętrznych w metalu poddanym

& ≠ 0, a S& i = 0. Zwykle oba wymienione procesy przebiegają pełzaniu w przypadku, gdy ω równolegle, a jedynie jeden z nich jest dominującym w zależności od stadium pełzania i głównie decyduje o wyczerpaniu lub uszkodzeniu materiału. W zależności od stadium pełzania różny jest stopień wyczerpania materiału i różne nasilenie nieciągłości od pustek poprzez szczeliny do pęknięć spowodowanych przez pełzanie (rys. 8).

Rysunek 7. Graficzne ujęcie wyczerpania materiału, którego miarą jest: a) stosunek odkształcenia εe /εc lub b) stosunek czasu te / tr [50] 2. Ogólna charakterystyka długotrwałej eksploatacji elementów instalacji energetycznych

21


Rysunek 8. Krzywa pełzania z wynikami badań metalograficznych odpowiadających różnym klasom wewnętrznych uszkodzeń materiału podczas eksploatacji; opracowano według [447, 463] W temperaturze homologicznej wyższej od 0,4 na krzywej pełzania obserwuje się trzecie stadium pełzania przyspieszonego kończące się pękaniem. Pękanie zależy od temperatury oraz szybkości pełzania, która jest funkcją czasu pełzania oraz przyłożonego naprężenia. Na podstawie analizy map mechanizmów pękania w wyniku pełzania (rys. 9 i 10) w układach współrzędnych: naprężenie redukowane-temperatura homologiczna, naprężenie redukowaneczas do zerwania oraz średnica ziarna-naprężenie redukowane, można określić dominujące rodzaje i mechanizmy pękania w wyniku pełzania. Pękanie zwykle jest międzykrystaliczne w przypadku niskich naprężeń i małych minimalnych szybkości pełzania, gdy wydłużenie jest bardzo małe, a przewężenie pomijalnie małe. Pękanie międzykrystaliczne przy pełzaniu może być szczelinowe i jest związane z powstawaniem szczelin klinowych na styku dwóch, trzech lub czterech ziarn, ich wzrostem wzdłuż granic ziarn oraz łączeniem się szczelin zainicjowanych na różnych nieprzylegających do siebie stykach ziarn. Pękanie międzykrystaliczne kawitacyjne następuje w wyniku powstawania pustek na granicach ziarn usytuowanych pod kątem zbliżonym do 45 lub 90° do osi przyłożonego naprężenia, ich wzrostu oraz koalescencji, co decyduje o utworzeniu szczelin. W przypadku dużych naprężeń i dużych minimalnych szybkości pełzania występuje pękanie transkrystaliczne, czemu towarzyszy znaczne wydłużenie i przewężenie. Pękanie transkrystaliczne przy pełzaniu polega na inicjacji pęknięć w osnowie na granicach międzyfazowych z wtrąceniami oraz następnej ich propagacji, 22

J. Dobrzański


Rysunek 9. Mapy mechanizmów pękania stopu NiCr20Ti2Al; opracowano według M.F. Ashby’ego [49]

Rysunek 10. Mapa mechanizmów pękania stali austenitycznej; opracowano według M.F. Ashby’ego [49] prowadzących do utraty stabilności plastycznej i zrywania oddzielających te wtrącenia mostków nieuszkodzonego wewnętrznie materiału. Wraz ze wzrostem odkształcenia następuje koncentracja naprężeń na wtrąceniach, co powoduje pękanie wtrąceń lub naruszenie kohezji między nimi a osnową. Koalescencja pęknięć wpływa na pękanie przy niewielkim zwiększeniu wydłużenia. 2. Ogólna charakterystyka długotrwałej eksploatacji elementów instalacji energetycznych

23


Podstawowym wskaźnikiem określającym nowoczesność jednostki energetycznej bądź danej technologii jest jej sprawność (rys. 11-13). Sprawność netto najlepszych polskich elektrowni wynosi średnio 33%, gdy w świecie wynosi średnio 36%, a w nowo budowanych blokach sięga nawet 42-46%. Wzrost sprawności bloków, z wyjątkiem układów dwuczynnikowych i kombinowanych, można osiągnąć stosując wysokie nadkrytyczne (tj. powyżej temperatury 540°C i ciśnienia 18 MPa) parametry pary. W ostatnich kilkunastu latach w Europie, USA i Japonii obserwuje się wzrost zainteresowań blokami o parametrach nadkrytycznych, jak również intensywne prace projektowe i inwestycyjne bloków o mocy 400-1000 MW z turbinami na parę podwójnie przegrzaną o ciśnieniu 25-30 MPa i temperaturze 580-610°C (rys. 11). Realizowane programy badawcze dotyczą jeszcze wyższych parametrów roboczych, których ciśnienie wynosi powyżej 30 MPa, a temperatura w zakresie 620-650°C, a nawet 700°C [442, 448-455]. Przejście do parametrów nadkrytycznych umożliwiło budowę klasycznych bloków kondensacyjnych o sprawności nawet do 48% netto (z uwzględnieniem systemów oczyszczania spalin) przy znacznym ograniczeniu emisji szkodliwych zanieczyszczeń i obniżeniu kosztów wytwarzania energii elektrycznej.

Rysunek 11. Rozwój technologii wytwarzania energii elektrycznej opartej na spalaniu węgla [444] 24

J. Dobrzański


Rysunek 12. Porównanie sprawności różnych technologii energetycznych [441]

Rysunek 13. Względna zmiana sprawności bloku energetycznego w zależności od parametrów temperaturowych pary przegrzanej [50] Znaczne podwyższenie temperatury i ciśnienia pracy urządzeń energetycznych jest możliwe dzięki rozwojowi inżynierii materiałowej, zapewniającej wytwarzanie elementów 2. Ogólna charakterystyka długotrwałej eksploatacji elementów instalacji energetycznych

25


konstrukcyjnych z nowych stali i stopów niklu odpornych na pełzanie o podwyższonych własnościach użytkowych. Zagadnienie to wpisuje się w kluczowy zakres badawczorozwojowy technologii procesów materiałowych i nowych materiałów, objęty wynikami badań wykonanych w ramach Foresightu technologicznego Europy w 5. i 6. Programach Ramowych Wspólnoty Europejskiej i ogłoszonymi w raportach z realizacji projektów „The Future of Manufacturing in Europe” [456] oraz „Manufacturing Visions The Futures Project” [457]. Podstawową zmianą metodologii projektowania materiałowego, wynikającą z wymienionych ustaleń tych badań foresightowych, jest wytwarzanie materiałów spełniających potrzeby wytwórców produktów rynkowych w odpowiednim czasie i miejscu, o własnościach zamówionych przez użytkowników produktów i o odpowiednio ukształtowanej strukturze gwarantującej wymagany zespół własności fizykochemicznych. Nowe materiały inżynierskie i procesy ich wytwarzania są podporządkowane potrzebom klienta i funkcjom użytkowym produktów oraz założonym zachowaniom tych materiałów podczas eksploatacji. Materiały współcześnie stosowane na elementy kotłów o parametrach nadkrytycznych zestawiono w tablicy 4. Tablica 4. Zestawienie materiałów stosowanych na elementy krytyczne kotłów o parametrach nadkrytycznych; opracowano według [460] Element kotła Ściany membranowe (temperatura ścianki rur parownika ok. 420-455°C) Rury przegrzewacza (temperatura ścianki rur ok. 640-670°C)

Komory zbiorcze i kolektory

Wodooddzielacze 26

Materiał Temperatura, °C, (oznaczenia według: odpowiadająca 1) ASME, 2) Sumitomo Japan) Rz/100000/600°C = 100 MPa 13CrMo4-5 515 7CrMoVTiB10-10 (T24 1)) 550 1) 2) 580 7CrWVMoNb9-6 (T23 ; HCM2S ) 600 0,1C-12Cr-1Mo-1W-V-Nb (HCM12 2)) X3CrNiMoN1713 630 X10CrNiMoMnNbVB15-10-1 (Esshete 1250) 640 1) X6CrNiNb18-10 (TP347HFG ) 655 690 NiCr23Co12Mo (Alloy 617 1)) 1) 740 NiCr23MoCo1Nb3 (Alloy 625 ) X10CrMoVNb9-1 (P91 1)) 590 1) X10CrWMoVNb9-2 (P92 ) 615 615 X11CrMoWVNb9-1-1(E911 1)) 2) 645 12Cr-2,6W-2,5Co-0,5Ni-V-Nb (NF 12 ) 655 X6CrNiNb18-10 (TP347HFG) 1) 700 NiCr23Co12Mo (Alloy 617 ) zmodyfik. X10CrMoVNb9-1 (P91 1))

590 J. Dobrzański


Rysunek 14. Dobór optymalnych parametrów czynnika roboczego (pr, Tr) dla stosowanych materiałów na komory wylotowe o geometrii DZ / DW = 1,8; opracowano według [460] Standardowe stale odporne na pełzanie o osnowie ferrytycznej, nisko- i wysokostopowe, znajdują zastosowanie w temperaturze do 540°C. Spośród tych stali jedynie z gatunku 13CrMo 4-5 wykonano rury dla górnej części komory paleniskowej kotła w duńskiej elektrowni NORD J oddanej do użytku w 1998 roku [457]. Ponadto na ściany komory paleniskowej przewidziano zastosowanie nowych stali niskostopowych 7CrWVMoNb9-6 (T23) oraz 7CrMoVTiB10-10 (T24). Na pozostałe elementy krytyczne stosowane będą nowe wysokostopowe stale martenzytyczne i austenityczne oraz stopy niklu [449, 453, 458-460]. Stal SA213 - TP347 H o drobnoziarnistej strukturze austenitycznej spełnia wymagania wytrzymałości na pełzanie, odporności na utlenianie po stronie pary oraz odporności na korozję wysokotemperaturową po stronie spalin. Zakres stosowalności materiałów na komory wylotowe przegrzewacza pary pierwotnej o stosunku geometrii DZ / DW = 1,8 (przy standardowym 1,5) i obliczeniowym współczynniku wytrzymałościowym (współczynniku osłabienia) Z = 0,8 przedstawiono na rysunku 14, pokazując optymalne parametry czynnika roboczego dla danego materiału komory, który przy takim samym obciążeniu zapewnia najniższe jednostkowe zużycie ciepła. Elementy konstrukcyjne pracujące powyżej temperatury granicznej Tg (rys. 4) projektuje się odpowiednio do obciążeń roboczych, na ograniczony obliczeniowy czas pracy to, 2. Ogólna charakterystyka długotrwałej eksploatacji elementów instalacji energetycznych

27


przyjmowany do obliczeń wcześniej jako 100 000, a obecnie 100 000, 200 000 lub nawet 250 000 h i nazywany trwałością obliczeniową (lub projektową). Praktyczne znaczenie ma trwałość rozporządzalna odpowiadająca czasowi, w którym element konstrukcyjny może być bezpiecznie eksploatowany w założonych warunkach temperatury i obciążenia, ograniczona krytycznym stopniem wyczerpania lub uszkodzenia materiału. Trwałość rzeczywista odpowiada natomiast czasowi do zerwania materiału poddanego pełzaniu. Trwałość elementu konstrukcyjnego oraz trwałość zbadana laboratoryjnie na próbkach poddanych jednoosiowej próbie pełzania nie są identyczne. Na podstawie wyników tej próby można wnioskować o trwałości elementów konstrukcyjnych, chociaż z dużym stopniem niepewności, jedynie w razie znajomości warunków eksploatacji, w tym temperatury oraz rozkładu naprężeń w elemencie konstrukcyjnym i ich zmian podczas eksploatacji. Obliczeniowa trwałość rozporządzalna w praktyce jest zwykle wielokrotnie mniejsza od rzeczywistej rozporządzalnej trwałości elementów konstrukcyjnych, ze względu na brak dokładnych danych dotyczących rzeczywistych warunków eksploatacji oraz zróżnicowaną strukturę i własności materiału w stanie wyjściowym, a także z powodu rozrzutu czasowej wytrzymałości na pełzanie w pasmach w zależności od nachylenia krzywych, co wpływa na zróżnicowanie określenia trwałości o 10 do 20 razy (rys. 15) [461] oraz przyjmowanie w obliczeniach

konstrukcyjnych

najbardziej

niekorzystnych

warunków

pracy,

np.

niestacjonarnego obciążenia (rys. 16a) oraz zmian temperatury eksploatacji, przy stałym

Wytrzymałość na pełzanie, Rz

naprężeniu roboczym (rys. 16b) i współczynników bezpieczeństwa, a także dobór większych

Czas do zerwania, tr Rysunek 15. Pasmo rozrzutu czasowej wytrzymałości na pełzanie, gdzie σr – naprężenie eksploatacyjne, tr – czas do zerwania [50] 28

J. Dobrzański


od obliczonych grubości ścian elementów i niejednorodne obciążenie w różnych miejscach instalacji. Konieczne jest jednak określenie praktycznej trwałości rozporządzalnej oraz czasu bezpiecznej eksploatacji urządzeń i ich elementów po zakończeniu eksploatacji w czasie wynikającym z obliczeniowej trwałości rozporządzalnej, między innymi ze względu na bardzo wysokie koszty inwestycyjne instalacji energetycznych i ich bardzo długi okres amortyzacji. W odróżnieniu od trwałości rzeczywistej (do zniszczenia) tr, znaczenie praktyczne ma trwałość rozporządzalna tr0,6 odpowiadająca czasowi, w którym element konstrukcyjny może być bezpiecznie eksploatowany w założonych warunkach temperatury i obciążenia [15, 49, 101, 462-464]. Różnica czasu między praktyczną i obliczeniową trwałością nazywana jest trwałością resztkową (rys. 17) [50, 101]. Jej wyznaczenie zawsze ma związek z przedłużaniem czasu bezpiecznej eksploatacji elementów instalacji energetycznej powyżej czasu obliczeniowego, założonego w obliczeniach konstrukcyjnych, co ma zasadnicze znaczenie ekonomiczne [15, 101, 462-464]. Ponieważ wyznaczenie trwałości resztkowej nie jest wystarczającą informacją do określenia czasu bezpiecznej eksploatacji, wprowadzono pojęcie rozporządzalnej trwałości tr0,6 oraz rozporządzalnej trwałości resztkowej tre0,6 (rys. 18). Rozporządzalna trwałość tr0,6 jest częścią trwałości, a jej wartość określa czas odpowiadający końcowi II stadium pełzania materiału będącego w eksploatacji. Wartość ta (ok. 0,6 tr) ograniczona jest krytycznym stopniem wyczerpania lub uszkodzenia materiału identyfikowanym z III stadium pełzania. Podobne relacje występują pomiędzy rozporządzalną trwałością resztkową a trwałością resztkową.

Rysunek 16. a) Zmiana charakterystyki pełzania przy obciążeniu niestacjonarnym, b) wpływ temperatury pełzania na czas do zniszczenia przy założonym naprężeniu eksploatacyjnym [50] 2. Ogólna charakterystyka długotrwałej eksploatacji elementów instalacji energetycznych

29


Rysunek 17. Schematyczne ujęcie definicji trwałości resztkowej i rozporządzalnej [50]

Trwałość obliczeniowa to 100 000 h

Rysunek 18. Graficzne ujęcie pojęcia „trwałość resztkowa i rozporządzalna” [50] Wyniki badań autora potwierdzają poprawność założenia w metodzie obliczeniowej, że czas specjalnego nadzoru rozpoczyna się po osiągnięciu około 60% wyczerpania materiału [101, 464]. Przesłanki literaturowe i wyniki badań własnych dowodzą ponadto, że około 60% trwałości resztkowej odpowiada również granicznej wartości wydłużenia wynoszącej 1% lub 2%, powyżej której konieczny jest specjalny nadzór nad dalszą pracą elementu. Trwałość resztkowa od wielu lat jest przedmiotem zainteresowania naukowego [1-101] i aplikacyjnego [102-435] autora niniejszej monografii, który jest równocześnie autorem lub współautorem wielu wyżej zdefiniowanych pojęć oraz autorem oryginalnej metodologii oceny trwałości resztkowej elementów instalacji energetycznych, zaprezentowanej w sposób 30

J. Dobrzański


syntetyczny w dalszej części niniejszej pracy i wielokrotnie zweryfikowanej w praktyce. Opis własnych osiągnięć w tym zakresie stanowi ważny fragment niniejszej monografii. Stosowane dotychczas metody prognozowania trwałości resztkowej mogą wiązać się z rejestracją i kontrolą parametrów ruchowych w celu dokonania obliczeń przy wykorzystaniu reguły ułamków trwałości Robinsona [462, 463] i standardowych danych materiałowych lub z badaniami i próbami materiałów po eksploatacji wymagających bezpośredniego dostępu do elementów w celu pobrania próbek i dokonania pomiarów. W praktyce zwykle wykorzystywane są łącznie synergiczne możliwości obydwu grup metod. Złożoność problemu wymaga każdorazowo indywidualnego doboru zespołu metod, i to między innymi w zależności od historii eksploatacyjnej oraz stanu wyczerpania i uszkodzenia materiału. Brak jest nie tylko nieniszczącej, lecz również i niszczącej, jednej uniwersalnej, jednoznacznej metody oceny trwałości resztkowej materiału i elementu. Obiektywnej oceny trwałości resztkowej materiału dokonać można opierając się jedynie na zespole metod i technik badawczych [15, 50, 101, 447, 463-471], łącznie wykorzystując wiedzę teoretyczną i praktyczną (rys. 19). O wynikach oceny trwałości elementu lub instalacji

Rysunek 19. Uogólniony sposób postępowania w ocenie stanu materiału i elementu [50] 2. Ogólna charakterystyka długotrwałej eksploatacji elementów instalacji energetycznych

31


decyduje wybór elementów i miejsc do badań. Zwykle są to kolana, kształtki, obszary przyotworowe, spoiny obwodowe – w rurociągach, denka, obszary w rejonie otworów wężownic, mostki w okolicy króćców, spoiny – w komorach i kolektorach kotła oraz wałach wirników, kołach roboczych, kadłubach i tarczach kierowniczych turbiny. Wybór elementów i miejsc do badań ma niebagatelne znaczenie, bowiem decyduje o metodach i czasochłonności badań, trafności decyzji i ekonomiczności przedsięwzięć [15, 50, 101, 445, 464, 469-471]. Na ogół są to elementy i miejsca najbardziej wytężone, które wskazać można, mając dostateczną wiedzę z zakresu zagadnień konstrukcyjnych i technologicznych, popartą doświadczeniem eksploatacyjnym, a najpewniej z wykorzystaniem nowoczesnych technik numerycznych, w tym metody elementów skończonych [102, 105, 539, 540]. W ocenie elementów konstrukcyjnych, pracujących w warunkach pełzania niezbędną jest ocena stanu ich materiału. Przeprowadza się ją na podstawie nieniszczących lub niszczących badań materiałowych, dla których dokonuje się wyboru zespołu metod badawczych w zależności od dostępności do elementu i możliwości pobrania materiału do badań niszczących. Uzyskane wyniki odnosi się do posiadanych charakterystyk materiałów po eksploatacji. Zastosowanie takiego sposobu postępowania umożliwia dobre oszacowanie stanu materiału, stopnia jego wyczerpania oraz wyznaczenie czasu dalszej bezpiecznej eksploatacji do następnego przeglądu [15, 49, 50, 445, 463-471]. Jednak osiągnięcie 200 000 godzin eksploatacji materiału elementów wymaga w licznych przypadkach nie tylko dobrego oszacowania trwałości resztkowej ale i jej wyznaczenia na podstawie badań niszczących na pobranym reprezentatywnym wycinku do badań. Nie zawsze jest to jednak możliwe do wykonania w praktyce. Możliwe jest to do przeprowadzenia dla oceny stanu materiału nitki głównego rurociągu parowego lub rurociągu przerzutowego, jak również dla niektórych komór, schładzaczy i wężownic przegrzewaczy pary. Musi być to jednak poprzedzone rachunkiem ekonomicznym opłacalności przeprowadzenia takiej procedury. Ocena stanu materiałów będących w eksploatacji wymaga opracowania i doboru nieniszczących i niszczących metod badań, dobieranych każdorazowo w zależności od charakteru pracy elementu i dostępności do badań. Ocena uzyskiwanych wyników badań zastosowanymi metodami wymaga jednak znajomości zmian struktury, a w tym rozwoju procesów wydzielania węglików i w ich wyniku obniżania się własności mechanicznych, szczególnie odporności na pełzanie, decydujących o zdolności do przenoszenia wymaganych obciążeń eksploatacyjnych badanych materiałów pracujących powyżej temperatury granicznej, 32

J. Dobrzański


a także mechanizmów uszkodzenia w wyniku długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania. Ocenę taką umożliwiają charakterystyki materiałów po różnych okresach eksploatacji wraz z systemem oceny ich stanu i sposobem wyznaczania lub oszacowania czasu dalszej eksploatacji, najczęściej znacznie poza czas obliczeniowy (rys. 20). Wśród metod oceny trwałości resztkowej wyróżnia się metody polegające na gromadzeniu i kontroli parametrów ruchowych instalacji energetycznej w celu dokonania obliczeń przy wykorzystaniu standardowych danych materiałowych i reguły ułamków trwałości [49, 50, 447, 461, 466]. Metody obliczeniowe, szczegółowo opisane w pracy własnej [50], chętnie są stosowane przez eksploatatorów urządzeń energetycznych, szczególnie w krajach, które nie dysponują pełnym zakresem informacji dotyczących zachowania się materiałów stosowanych na urządzenia energetyczne po długich okresach eksploatacji. Metody polegające na badaniach i próbach materiałów po eksploatacji wymagają bezpośredniego dostępu do elementu

Rysunek 20. Cele, sposoby i narzędzia stosowane dla utrzymania poziomu produkcji energii elektrycznej w Polsce 2. Ogólna charakterystyka długotrwałej eksploatacji elementów instalacji energetycznych

33


w celu dokonania pomiarów i pobrania próbki. Ubytki powstałe w wyniku pobrania próbek materiału są naprawiane przez spawanie, a w przypadkach próbek zminiaturyzowanych jedynie przez wyrównanie powierzchni. Badania materiału po eksploatacji umożliwiają dokładną ocenę stopnia jego wyczerpania i stopnia uszkodzenia, nie wymagają natomiast znajomości historii warunków pracy, w tym naprężenia i temperatury oraz standardowych danych materiałowych. Metody te mogą być zarówno niszczące, jak i nieniszczące, w tym bezpośrednio na zainstalowanych elementach urządzeń energetycznych. Najbardziej wiarygodne wyniki przy prognozowaniu trwałości resztkowej uzyskuje się dysponując wynikami prób pełzania materiału po eksploatacji oraz w stanie wyjściowym. Przy ustalaniu przedłużonego czasu eksploatacji przyjmuje się najkrótszy czas wynikający z czasowej wytrzymałości na pełzanie materiału po eksploatacji, maksymalnej prędkości pełzania w warunkach eksploatacji i rezerwy odkształcenia wynikającej z zależności:

t ep =

(ε dop - ε e ) ε& ep

,

(2)

gdzie: tep – czas przedłużonej eksploatacji, εdop – odkształcenie dopuszczalne, εe – rzeczywiste odkształcenie po eksploatacji, ε& ep – rzeczywista prędkość pełzania dla σr i Te,

σr – naprężenie robocze,

Te – temperatura eksploatacji. Najczęściej stosowane są przyspieszone próby pełzania, często też nazywane skróconymi próbami pełzania [54, 59], realizowane zwykle przy naprężeniu badania σb odpowiadającym roboczemu σr oraz w temperaturze badania Tb wyższej od temperatury eksploatacji Te, których wyniki są ekstrapolowane do temperatury eksploatacji Te (rys. 21). Warunki tych prób są tak dobrane aby ich czas do zerwania nie wynosił więcej niż 10 000 godzin. Po wykonanej ekstrapolacji (rys. 22) wyniki przedstawia się w postaci krzywej parametrycznej σb = f (L), gdzie: L = Tb(C + log tre), L-M – parametr Larsona-Millera, Tb – temperatura badania, C – stała materiałowa, tre – trwałość resztkowa. Próby pełzania prowadzone celem określenia prędkości pełzania w stanie ustalonym i sporządzenia zależności Monkmana-Granta oraz Dobeša-Milički [471] wyznaczane są własną metodą nieniszczącą opracowaną przez autora, wykorzystującą zależności podane w pracy [472]. 34

J. Dobrzański

Czas do zerwania, log tre


Temperatura badania, Tb Rysunek 21. Sposób wyznaczania trwałości resztkowej na podstawie wyników przyspieszonych prób pełzania [50]

Rysunek 22. Wytrzymałość na pełzanie po eksploatacji wraz z ekstrapolacją wyników badań trwałości resztkowej do poziomu wartości naprężeń roboczych σr w porównaniu z wymaganą wytrzymałością na pełzanie dla materiału w stanie wyjściowym; RZśr – czasowa wytrzymałość na pełzanie wg wymagań dla stanu wyjściowego, RZep – czasowa resztkowa wytrzymałość na pełzanie, to – czas obliczeniowy; σep – przewidywany poziom naprężenia dalszej eksploatacji; σr – naprężenie robocze 2. Ogólna charakterystyka długotrwałej eksploatacji elementów instalacji energetycznych

35


W ocenie stanu materiału po eksploatacji w warunkach pełzania wykorzystuje się wyniki prób rozciągania w podwyższonej temperaturze, prób udarności, pomiarów twardości oraz zmęczenia niskocyklowego i szybkości rozwoju szczeliny. Pomiary twardości są dokonywane na obiekcie najczęściej w miejscu wykonania repliki odwzorowującej obraz struktury. Nieniszczące metody badań stosowane obligatoryjnie w ocenie stanu elementu to badania: defektoskopowe, penetracyjne, magnetyczne, ultradźwiękowe i endoskopowe. Ważne znaczenie odgrywają metalograficzne, nieniszczące metody badań replik wykonanych w wybranym miejscu analizowanego obiektu i badanych przy użyciu elektronowego mikroskopu skaningowego, a w przypadku zgrubnych ocen też świetlnego. Metalograficzne techniki badań wyczerpania materiału opierają się na analizie czynników powodujących przejście materiału do III stadium pełzania przyspieszonego [50, 447, 463, 475, 476]. Zgodnie z zależnością (1) ocenie podlega stan wewnętrznych uszkodzeń ω związanych z zarodkowaniem i rozwojem pustek [477-479] oraz elementy struktury, np. wielkość ziarna, podziarna lub powierzchnia właściwa granic ziarn, rodzaj wydzieleń, ich wzajemny udział, wielkość, kształt i rozmieszczenie, odległość między cząstkami, struktura dyslokacyjna ziarn i granic ziarn. Dotychczasowe badania stopnia degradacji struktury oraz stanu wewnętrznych uszkodzeń nakazują dużą ostrożność w stosowaniu metod metalograficznych i ustalaniu związków pomiędzy strukturą a trwałością. Szczególnie dotyczy to techniki replik wykonywanych bezpośrednio na obiekcie. Technika ta wymaga odpowiedniej wiedzy popartej kwalifikacją struktury i uszkodzeń wewnętrznych oraz atlasem obrazów struktury odpowiadających określonemu stopniowi wyczerpania, zweryfikowanych wynikami niszczących badań pełzania materiałów po różnym okresie eksploatacji. Ponadto istotnym jest doświadczenie w zakresie wykonywania kolejnych etapów preparatyki oraz właściwe zastosowanie skaningowego mikroskopu elektronowego i umiejętna interpretacja uzyskiwanego w nim obrazu mikrostruktury. Bardziej wiarygodne są oceny związków między stanem wewnętrznych uszkodzeń materiałów pracujących w warunkach pełzania a trwałością resztkową i stopniem wyczerpania, pomimo trudności w wyborze reprezentatywnych miejsc do badań. Doświadczenia, w tym własne autora, w zakresie analizy procesów niszczenia materiałów elementów instalacji energetycznych pozwoliły wyodrębnić 4 główne klasy wewnętrznych uszkodzeń wskutek długotrwałej eksploatacji, którym przypisuje się określony czas dalszej eksploatacji lub zaleca się odpowiednie postępowanie (rys. 8) [447, 463, 479-483]. 36

J. Dobrzański


Złożoność wymienionych zagadnień stała u podstaw opracowania niniejszej monografii naukowej, uwzględniającej współczesny stan wiedzy na temat żarowytrzymałości stali stopowych i trwałości wykonanych z nich elementów konstrukcyjnych instalacji energetycznych, ze szczególnym uwzględnieniem wyników własnych badań autora w tym zakresie, dla dokonania podsumowania własnych działań w zakresie metodologii obiektywnej oceny trwałości materiału pracującego w warunkach pełzania, w oparciu o zespół materiałoznawczych metod i technik badawczych, w tym badań metalograficznych, badań własności mechanicznych i metod obliczeniowych, co stanowi istotę kolejnych rozdziałów niniejszej monografii. Przedstawiono w niej również opis procesu degradacji materiału podczas długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania, zmian jego struktury i rozwoju wewnętrznych uszkodzeń, a także związanych z tym zmian własności mechanicznych, jako podstawy opracowania obiektywnej metody oceny stanu materiału i jego przydatności do dalszej eksploatacji w warunkach pełzania, z uwzględnieniem materiałoznawczej interpretacji przyczyn zmian struktury i własności oraz oceny trwałości stali stosowanych na elementy energetyczne pracujące w warunkach pełzania. Wiedza podsumowana w dalszej części niniejszej monografii umożliwia optymalne wykorzystanie elementów konstrukcyjnych instalacji energetycznej poddanych długotrwałej eksploatacji w warunkach podwyższonej temperatury, naprężenia oraz agresywnego środowiska, zwłaszcza tych które przekroczyły obliczeniowy czas pracy 100 000 godzin, z punktu widzenia czynników eksploatacyjnych, ekonomicznych i warunków bezpieczeństwa.

2. Ogólna charakterystyka długotrwałej eksploatacji elementów instalacji energetycznych

37


3. Zmiany własności mechanicznych badanych stali po eksploatacji w warunkach pełzania W wyniku procesów aktywowanych cieplnie wywołanych temperaturą i ciśnieniem w długim czasie następują zmiany w strukturze materiału, których skutkiem jest pogarszanie się zespołu jego własności użytkowych, powodujących obniżanie się zdolności do przenoszenia wymaganych obciążeń eksploatacyjnych. Niezależnie od struktury stanu wyjściowego, następuje obniżanie się własności wytrzymałościowych (Rm, Re, Ret) przy równoczesnej utracie odkształcalności, której odzwierciedleniem są wartości: wydłużenia w próbie rozciąganie oraz pracy łamania w próbie udarności (A, KV). Wyznacznikiem zmniejszających się własności wytrzymałościowych jest ponadto wartość twardości. Jeżeli charakter zachodzących zmian można uznać za stosunkowo łatwy do przewidzenia, to jego wymiar liczbowy odniesiony do wymagań dla materiału w stanie wyjściowym dla różnych stanów zdegradowanej struktury po długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania, jest nie do przewidzenia bez stosownych badań. Dynamika zachodzących zmian jest przede wszystkim zależna od typu struktury stanu wyjściowego materiału oraz od rzeczywistych eksploatacyjnych warunków temperaturowonaprężeniowych. Ponadto, możliwe występujące różnice w strukturze stanu wyjściowego dla danego gatunku stali dodatkowo mogą zwiększać lub zmniejszać skłonność materiału w stanie wyjściowym do rodzaju i szybkości zachodzących zmian w strukturze, w wyniku eksploatacji. Dlatego w sposobie oceny przydatności materiału do dalszej eksploatacji przyjęto, że zależy ona od stopnia degradacji struktury, któremu przypisuje się odpowiadające mu wartości zespołu własności, zakładając że w materiale jest zapisana historia eksploatacji, a uzyskany obraz struktury jest łącznym odzwierciedleniem stanu wyjściowego i jej degradacji w wyniku eksploatacji. Aby oszacować i wyznaczyć bezpieczny czas eksploatacji materiału elementów urządzeń pracujących w warunkach pełzania, szczególnie po przekroczeniu przyjętego do obliczeń czasu, zwanego obliczeniowym, niezbędna jest znajomość ich resztkowych własności na pełzanie. Ponieważ każda instalacja musi być okresowo odstawiana (odstawienia planowane i nieplanowane), podlegając okresowym naprawom i remontom, to niezbędnym jest wykonywanie sprawdzających wodnych prób ciśnieniowych szczelności instalacji i jej zdolności do przenoszenia obciążeń w temperaturze próby. Dlatego oprócz znajomości resztkowych własności na pełzanie, istotna jest również znajomość podstawowych własności wytrzymałościowych i plastycznych tych materiałów po długotrwałej eksploatacji w różnym czasie. 38

J. Dobrzański


W dalszej części niniejszej monografii przedstawiono tylko wybrane wyniki badań z najczęściej dotychczas eksploatowanych materiałów w elementach części ciśnieniowej kotłów pracujących w warunkach pełzania i tak: stali 16Mo3 z wężownic i komór przegrzewaczy pary, stali 13CrMo4-5 i 10CrMo9-10 z wężownic i komór przegrzewaczy pary, stali 14MoV6-3 z głównych rurociągów pary oraz stali X20CrMoV11-1 z wężownic i komór przegrzewaczy pary. Celem zaprezentowania charakteru zaobserwowanych zmian będących skutkiem długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania i wartości oznaczanych własności przedstawiono wyniki badań uzyskane na wybranych wycinkach elementów o typowych parametrach pracy i różnym czasie eksploatacji dla każdego z badanych gatunków stali. Dla każdego z wycinków badanych elementów ze stali niskostopowych wyznaczono rzeczywistą temperaturę eksploatacji w oparciu o znajomość grubości warstwy tlenków po stronie parowo-wodnej i dotychczasowego rzeczywistego czasu pracy. Sposób jej określania omówiono w dalszej części niniejszego rozdziału. Dla badanej stali X20CrMoV11-1 po eksploatacji rzeczywistą temperaturę eksploatacji przyjęto natomiast w oparciu o uzyskane informacje i wyniki pomiarów eksploatacyjnych. Aby porównywać uzyskane wyniki badań dla różnych wartości temperatury eksploatacji, odpowiadających różnym czasom eksploatacji, wprowadzono pojęcie równoważnego czasu eksploatacji teR odpowiadającego przyjętej dla porównywanych materiałów równoważnej temperaturze eksploatacji TeR. Sposób jego wyznaczania przedstawiono w dalszej części niniejszego rozdziału. Równocześnie, uzyskane wyniki badań odniesiono do wymagań dla materiału w stanie wyjściowym. Temperaturę eksploatacji badanych stali można wyznaczyć, znając rzeczywistą grubość warstwy tlenków po stronie wewnętrznej badanych rur po długotrwałej eksploatacji. Korozja parowo-wodna materiału elementów przegrzewaczy pary z tych stali ma charakter równomierny. W zależności od czasu i temperatury w elementach z tych stali powstaje odpowiedniej grubości warstwa tlenków żelaza, która jest skutkiem korozji parowo-wodnej. Jej prędkość jest zależna od stałej utleniania K, temperatury eksploatacji Te oraz czasu eksploatacji te. Została ona opisana równaniem [482]:

(∆g w )2 = K ⋅te

(3)

gdzie: ∆gw – przyrost grubości warstwy tlenków, K – stała utleniania, te – czas eksploatacji. 3. Zmiany własności mechanicznych badanych stali po eksploatacji w warunkach pełzania

39


Doświadczenie eksploatacyjne i badania laboratoryjne potwierdziły ścisłe oddziaływanie temperatury i czasu eksploatacji na przyrost grubości warstwy tlenków po stronie parowowodnej ∆gw elementów przegrzewaczy pary. W oparciu o te doświadczenia wyznaczono empiryczną zależność pomiędzy stałą utleniania K a temperaturą eksploatacji Te dla niskostopowych stali będących przedmiotem badań, która została opisana zależnością [483]: log K = −

9856 + 5,20 . Te

(4)

Znając grubość warstwy tlenków i czas pracy elementów przegrzewacza pary można wyznaczyć równoważną temperaturę dotychczasowej eksploatacji Te z równania: Te = 9856 /[5,20 − log ( g 2 / t e ) ]

(5)

gdzie: Te – równoważna temperatura eksploatacji, g – grubość warstwy tlenków, te – czas eksploatacji, bądź z nomogramu będącego zależnością grubości warstwy tlenków od strony parowo-wodnej ∆gw od czasu eksploatacji te dla różnych wartości temperatury eksploatacji Te w zakresie od 500 do 600°C. Czas długotrwałej eksploatacji wyrażony równoważnym czasem eksploatacji teR, wyznaczono z uogólnionej parametrycznej zależności Larsona-Millera [482]: LM = Te(C + log te) = TeR (C + log teR )

(6)

gdzie: LM – parametr Larsona-Millera, Te – temperatura eksploatacji w K, TeR – równoważna temperatura eksploatacji w K, te – czas eksploatacji w godzinach, teR – równoważny czas eksploatacji w godzinach, C – stała materiałowa. Czas równoważnej eksploatacji teR materiałów badanych elementów po długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania wyznaczono dla przyjętej temperatury równoważnej TeR. Badania własności mechanicznych, a w tym: wytrzymałości na rozciąganie i granicy plastyczności w temperaturze pokojowej, granicy plastyczności w podwyższonej temperaturze 40

J. Dobrzański


oraz udarności przy różnych wartościach temperatury badania wykonano, zgodnie z wymaganiami norm dla rur na elementy urządzeń ciśnieniowych do pracy w podwyższonej temperaturze, na próbkach wzdłużnych. Wyniki uzyskane w opracowaniach własnych [101-435] przedstawiono w postaci zależności badanych własności od równoważnego czasu eksploatacji teR dla przyjętej stałej temperatury TeR wycinków elementów z jednego gatunku stali pochodzących z jednego rodzaju elementów po eksploatacji w warunkach pełzania. Wyniki te odniesiono do wymagań dla rur z tych stali w stanie wyjściowym. Wpływ długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania na wytrzymałość na rozciąganie w temperaturze pokojowej badanych stali przedstawiono na rysunkach 23-27, a materiału wybranych wężownic oraz komór przegrzewacza pary części ciśnieniowej kotła z niskostopowej stali 16Mo3 przeznaczonej do długotrwałej pracy w temperaturze do ok. 500°C – na rysunku 23. Wytrzymałość na rozciąganie przez dość długi czas utrzymuje się na poziomie wartości wyższych niż wymagana wartość minimalna dla materiału badanych elementów w stanie wyjściowym. W większości przypadków po okresie eksploatacji zbliżonym do 200 000 godzin lub dłuższym następuje jej wyraźne obniżenie, ale poniżej wartości rzeczywistych stanu wyjściowego badanego materiału elementu. Podobne zmiany obserwuje się dla materiałów wężownic, jak i komór przegrzewaczy pary wykonanych ze stali 13CrMo4-5 przeznaczonej do długotrwałej pracy w temperaturze do ok. 560°C (rys. 24) gdzie również następuje znaczne obniżenie wytrzymałości na rozciąganie, ale często poniżej minimalnej wartości wymaganej dla stanu wyjściowego. Charakter tych zmian jest jednak zależny od poziomu wytrzymałości na rozciąganie materiału elementu w stanie wyjściowym, jak również od parametrów temperaturowo-naprężeniowych eksploatacji. Podobne zmiany jak dla stali 13CrMo4-5 zaobserwowano również w materiale wężownic i komór przegrzewaczy pary ze stali X20CrMoV11-1 przeznaczonej do długotrwałej pracy w temperaturze do ok. 590°C (rys. 27). Obniżanie się wytrzymałości na rozciąganie materiału wężownic wykonanych zestali 10CrMo9-10 przeznaczonej do długotrwałej pracy w temperaturze do ok. 580°C zachodzi podobnie, chociaż jej wyraźny spadek obserwuje się po znacznym przekroczeniu 200 000 godzin pracy w warunkach pełzania (rys. 25a). Dla materiałów komór przegrzewaczy z tej stali nie stwierdzono natomiast wytrzymałości na rozciąganie niższej niż wymagana wartość minimalna nawet dla materiałów tych komór po najdłuższym równoważnym czasie eksploatacji (rys. 25b). Podobne wyniki uzyskano dla materiałów elementów 3. Zmiany własności mechanicznych badanych stali po eksploatacji w warunkach pełzania

41


głównych rurociągów parowych wykonanych ze stali 14MoV6-3 przeznaczonej do długotrwałej pracy w temperaturze do ok. 580°C (rys. 26). b)

Wytrzymałość na rozciąganie Rm, MPa


a)

R

R

Równoważny czas eksploatacji te , h


Rysunek 23. Wpływ długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania na wytrzymałość na rozciąganie w temperaturze pokojowej materiału elementów części ciśnieniowej kotłów energetycznych z niskostopowej stali 16Mo3: a) wężownic przegrzewacza pary, b) komór przegrzewacza pary; TeR = 500°C

b)



a)

R


R


Rysunek 24. Wpływ długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania na wytrzymałość na rozciąganie w temperaturze pokojowej materiału elementów części ciśnieniowej kotłów energetycznych z niskostopowej stali 13CrMo4-5: a) wężownic przegrzewacza pary, b) komór przegrzewacza pary; TeR = 520°C 42

J. Dobrzański


a)

b)

Rysunek 25. Wpływ długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania na wytrzymałość na rozciąganie w temperaturze pokojowej materiału elementów części ciśnieniowej kotłów energetycznych z niskostopowej stali 10CrMo9-10: a) wężownic przegrzewacza pary, b) komór przegrzewacza pary i rurociągów pary wtórnej; TeR = 540°C

Rysunek 26. Wpływ długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania materiału wycinków głównych rurociągów pary kotłów energetycznych z niskostopowej stali 14MoV6-3 na wytrzymałość na rozciąganie w temperaturze pokojowej; TeR = 540°C a) b)

Rysunek 27. Wpływ długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania materiału elementów części ciśnieniowej kotłów energetycznych z wysokochromowej stali X20CrMoV11-1 na wytrzymałość na rozciąganie w temperaturze pokojowej; a) wężownic przegrzewaczy pary; TeR = 570°C, b) komór wylotowych przegrzewacza pary; TeR = 540°C 3. Zmiany własności mechanicznych badanych stali po eksploatacji w warunkach pełzania

43


W podobny sposób jak wyniki badań wytrzymałości na rozciąganie przedstawiono uzyskane wyniki badań granicy plastyczności w temperaturze pokojowej (rys. 28-32). Wpływ długotrwałej eksploatacji, wyrażony równoważnym czasem eksploatacji, na granicę plastyczności w temperaturze pokojowej wycinków elementów kotła ze stali 16Mo3 przedstawiono na rysunku 28. Niezależnie od czasu eksploatacji zarówno dla materiałów wężownic, jak i komór przegrzewaczy pary, granica plastyczności jest wyższa od minimalnej wymaganej dla materiału w stanie wyjściowym. Podobne wyniki uzyskano dla materiału wężownic i komór przegrzewacza pary wykonanych ze stali 13CrMo4-5 (rys. 29a). a) b)

Rysunek 28. Wpływ długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania na granicę plastyczności w temperaturze pokojowej materiału elementów części ciśnieniowej kotłów energetycznych z niskostopowej stali 16Mo3: a) wężownic przegrzewacza pary, b) komór przegrzewacza pary; TeR = 500°C a)

b)

Rysunek 29. Wpływ długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania na granicę plastyczności w temperaturze pokojowej materiału elementów części ciśnieniowej kotłów energetycznych z niskostopowej stali 13CrMo4-5: a) wężownic przegrzewacza pary, b) komór przegrzewacza pary; TeR = 520°C 44

J. Dobrzański


Wyniki badań granicy plastyczności w temperaturze pokojowej materiałów komór przegrzewacza pary wykonanych ze stali 13CrMo4-5, wężownic i komór przegrzewaczy pary ze stali 10CrMo9-10 oraz materiałów głównych rurociągów parowych ze stali 14MoV6-3 wykazują natomiast znaczne zróżnicowanie i większość materiałów po eksploatacji nawet często krótszej niż 100 000 godzin charakteryzuje się wartościami znacznie niższymi niż minimalna wymagana dla stanu wyjściowego tych stali (rys. 29b, 30, 31). Zbadane materiały wężownic i komór przegrzewaczy pary ze stali X20CrMoV11-1 charakteryzują się natomiast systematycznym obniżaniem wartości granicy plastyczności, która najczęściej powyżej 150 000 godzin eksploatacji jest niższa od wymaganej dla stanu wyjściowego tej stali, co przedstawiono na rysunku 32. a)

b)

Rysunek 30. Wpływ długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania na granicę plastyczności w temperaturze pokojowej materiału elementów części ciśnieniowej kotłów energetycznych z niskostopowej stali 10CrMo9-10: a) wężownic przegrzewacza pary, b) komór przegrzewacza pary i rurociągów pary wtórnej; TeR = 540°C

Rysunek 31. Wpływ długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania materiału wycinków głównych rurociągów pary świeżej kotłów energetycznych z niskostopowej stali 14MoV6-3 na granicę plastyczności w temperaturze pokojowej; TeR = 540°C 3. Zmiany własności mechanicznych badanych stali po eksploatacji w warunkach pełzania

45


Wpływ długotrwałej eksploatacji na wydłużenie w próbie rozciągania przedstawiono dla materiału badanych elementów wykonanych: ze stali 16Mo3 na rysunku 33, ze stali 13CrMo4-5 na rysunku 34, ze stali 10CrMo9-10 na rysunku 35, ze stali 14MoV6-3 na rysunku 36 oraz ze stali X20CrMoV11-1 na rysunku 37. Dla wszystkich badanych materiałów uzyskane wartości są wyższe, a w pojedynczych przypadkach co najmniej równe wartości wymaganej dla stanu a)

b)

Rysunek 32. Wpływ długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania materiału elementów kotłów energetycznych z wysokochromowej stali X20CrMoV11-1 na granicę plastyczności w temperaturze pokojowej: a) wężownic przegrzewacza pary; TeR = 570°C, b) komór przegrzewacza pary; TeR = 540°C a)

b)

Rysunek 33. Wpływ długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania na wydłużenie w próbie rozciągania w temperaturze pokojowej materiału elementów części ciśnieniowej kotłów energetycznych z niskostopowej stali 16Mo3: a) wężownic przegrzewacza pary, b) komór przegrzewacza pary; TeR = 500°C 46

J. Dobrzański


wyjściowego każdej z badanych stali i to nawet po czasie eksploatacji znacznie przekraczającym 200 000 godzin. Wpływ długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania badanych stali na granicę plastyczności w podwyższonej temperaturze przedstawiono w postaci graficznej na rysunkach 38-42. Uzyskane wyniki badań odniesiono do wymagań dla materiału w stanie wyjściowym, a czas długotrwałej eksploatacji wyrażono równoważnym czasem eksploatacji teR. Dla badanej stali 16Mo3 granica plastyczności w temperaturze 490°C oraz dla stali 13CrMo4-5 w temperaturze a)

b)

Rysunek 34. Wpływ długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania na wydłużenie w próbie rozciągania w temperaturze pokojowej materiału elementów części ciśnieniowej kotłów energetycznych z niskostopowej stali 13CrMo4-5: a) wężownic przegrzewacza pary, b) komór przegrzewacza pary i rurociągów pary wtórnej; TeR = 520°C a)

b)

Rysunek 35. Wpływ długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania na wydłużenie w próbie rozciągania w temperaturze pokojowej materiału elementów części ciśnieniowej kotłów energetycznych z niskostopowej stali 10CrMo9-10: a) wężownic przegrzewacza pary, b) komór przegrzewacza pary i rurociągów pary wtórnej; TeR = 540°C 3. Zmiany własności mechanicznych badanych stali po eksploatacji w warunkach pełzania

47


500°C do 100 000 godzin pracy, jest wyższa od minimalnej wartości wymaganej dla stanu wyjściowego. Powyżej 100 000 godzin pracy w warunkach pełzania dla stali 16Mo3 utrzymuje się ona w dalszym ciągu na poziomie powyżej wartości minimalnej wymaganej dla stanu wyjściowego, a dla stali 13CrMo4-5 ulega ona najczęściej obniżeniu poniżej tej wartości i to często znacznie (rys. 38, 39). Dla wielu badanych wycinków elementów ze stali 10CrMo9-10 oraz 14MoV6-3 granica plastyczności w temperaturze 500°C już po kilkudziesięciu tysiącach godzin pracy jest natomiast niższa od wymaganej dla stanu wyjściowego, a powyżej 100 000

Rysunek 36. Wpływ długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania materiału wycinków głównych rurociągów pary świeżej kotłów energetycznych z niskostopowej stali 14MoV6-3 na wydłużenie w próbie rozciągania w temperaturze pokojowej; TeR = 540°C a)

b)

Rysunek 37. Wpływ długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania materiału elementów kotłów energetycznych z wysokochromowej stali X20CrMoV11-1 na wydłużenie w próbie rozciągania w temperaturze pokojowej: a) wężownic przegrzewacza pary; TeR = 570°C, b) komór przegrzewacza pary; TeR = 540°C 48

J. Dobrzański


godzin praktycznie dla każdego z tych wycinków (rys. 40, 41). Wycinki elementów z martenzytycznej stali X20CrMoV11-1 zachowują granicę plastyczności w temperaturze 550°C o wartości wyższej od minimalnej wymaganej wartości dla stanu wyjściowego do 200 000 godzin pracy. Po jeszcze dłuższym czasie pracy wycinków wężownic z tej stali, granica plastyczności ulega systematycznemu obniżaniu z wydłużaniem się czasu eksploatacji, zachowując jednak wartość wyższą od wartości wymaganej dla stanu wyjściowego, jeszcze długo po przekroczeniu 200 000 godzin pracy (rys. 42). a)

b)

Rysunek 38. Wpływ długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania na granicę plastyczności w podwyższonej temperaturze materiału elementów części ciśnieniowej kotłów energetycznych z niskostopowej stali 16Mo3: a) wężownic przegrzewacza pary, b) komór przegrzewacza pary; TeR = 500°C a)

b)

Rysunek 39. Wpływ długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania na granicę plastyczności w podwyższonej temperaturze materiału elementów części ciśnieniowej kotłów energetycznych z niskostopowej stali 13CrMo4-5: a) wężownic przegrzewacza pary, b) komór przegrzewacza pary; TeR = 520°C 3. Zmiany własności mechanicznych badanych stali po eksploatacji w warunkach pełzania

49


a)

b)

Rysunek 40. Wpływ długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania na granicę plastyczności w podwyższonej temperaturze materiału elementów części ciśnieniowej kotłów energetycznych z niskostopowej stali 10CrMo9-10: a) wężownic przegrzewacza pary, b) komór przegrzewacza pary i rurociągów pary wtórnej; TeR = 540°C

Rysunek 41. Wpływ długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania materiału wycinków głównych rurociągów pary świeżej kotłów energetycznych z niskostopowej stali 14MoV6-3 na granicę plastyczności w podwyższonej temperaturze; TeR = 540°C Wykonano również próby rozciągania w temperaturze podwyższonej, odpowiadającej temperaturze badania granicy plastyczności, której wyniki dla badanych stali przedstawiono w niniejszym rozdziale. Całkowite wydłużenie w tych próbach dla wszystkich badanych materiałów po długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania było nie niższe od wartości wymaganej w temperaturze pokojowej dla rur z poszczególnych badanych stali w stanie wyjściowym. Jego wartość świadczy o zachowanej wystarczającej zdolności do odkształceń tych materiałów w warunkach eksploatacyjnych. 50

J. Dobrzański


a)

b)

Praca łamania KV, J

Rysunek 42. Wpływ długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania materiału elementów kotłów energetycznych z wysokochromowej stali X20CrMoV11-1 na granicę plastyczności w podwyższonej temperaturze: a) wężownic przegrzewacza pary; TeR = 570°C, b) komór przegrzewacza pary; TeR = 540°C

R


Rysunek 43. Wpływ długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania na udarność w temperaturze pokojowej materiału komory przegrzewacza pary części ciśnieniowej kotłów energetycznych wykonanych z niskostopowej stali 16Mo3; TeR = 500°C Istotną cechą świadczącą o zdolności do odkształceń materiału, oprócz wydłużenia w próbie rozciągania, jest wartość pracy łamania uzyskiwana w próbie udarności. Znajomość wartości tego wskaźnika daje możliwość przyjęcia w praktyce przemysłowej właściwej wartości temperatury prowadzenia wodnych prób ciśnieniowych oraz warunków uruchomiania i odstawiania kotła, dostosowanych do stanu tych materiałów po długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania. Badania te wykonano dla tych elementów, których grubość pozwalała 3. Zmiany własności mechanicznych badanych stali po eksploatacji w warunkach pełzania

51


na pobranie próbek udarności tzn. wycinków rur z komór przegrzewacza oraz rurociągów pary. Wartość pracy łamania w temperaturze pokojowej zmierzonej na próbkach udarnościowych z karbem U2 lub V, pobranych równolegle do osi badanych wycinków rur, w zależności od równoważnego czasu eksploatacji teR, przedstawiono na rysunkach 43-47. Praca łamania badanych wycinków elementów ze stali 16Mo3 oraz 13CrMo4-5 po długotrwałej eksploatacji, nawet przekraczającej znacznie 100 000 godzin, pomimo obniżania się


jej wartości, jest wyższa niż minimalna oczekiwana 27 J, ale często niższa niż wymagana

R


Rysunek 44. Wpływ długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania na udarność w temperaturze pokojowej materiału komory przegrzewacza pary części ciśnieniowej kotłów energetycznych wykonanych z niskostopowej stali 13CrMo4-5; TeR = 520°C

Rysunek 45. Wpływ długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania na udarność w temperaturze pokojowej materiału komory przegrzewacza pary części ciśnieniowej kotłów energetycznych wykonanych z niskostopowej stali 10CrMo9-10; TeR = 540°C

52

J. Dobrzański


minimalna dla stanu wyjściowego (rys. 43, 44). Podobnie zachowują się wycinki elementów po eksploatacji w warunkach pełzania ze stali 10CrMo9-10 (rys. 45). Natomiast stale 14MoV6-3 oraz X20CrMoV11-1 po długotrwałej eksploatacji w takich warunkach charakteryzują się niską wartością pracy łamania na próbkach z karbem V w temperaturze pokojowej, która już po 100 000 godzin pracy jest co najwyżej zbliżona do oczekiwanej minimalnej pracy łamania wynoszącej 27 J, a najczęściej od niej niższa, nie spełniając wymagań dotyczących minimalnej wartości dla stanu wyjściowego (rys. 46, 47).

Rysunek 46. Wpływ długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania na udarność w temperaturze pokojowej materiału wycinków głównych rurociągów pary świeżej kotłów energetycznych z niskostopowej stali 14MoV6-3; TeR = 540°C

Rysunek 47. Wpływ długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania na udarność w temperaturze pokojowej materiału komór części ciśnieniowej kotłów energetycznych z wysokochromowej stali X20CrMoV11-1; TeR = 540°C 3. Zmiany własności mechanicznych badanych stali po eksploatacji w warunkach pełzania

53


Oprócz znajomości rzeczywistych wartości pracy łamania w próbach udarności w temperaturze pokojowej dla badanych elementów części ciśnieniowej kotłów energetycznych będących w eksploatacji, istotną informacją jest również temperatura przejścia w stan kruchy (rys. 48-50). Temperatura ta odpowiada przełomom uzyskanym w próbie udarności o zbliżonym udziale przełomu o charakterze ciągliwym i kruchym (50/50%). W praktyce przyjmuje się, że stan taki odpowiada pracy łamania równej 27 J, uzyskiwanej na standardowych próbkach z karbem V. Potwierdzeniem są wyniki badań fraktograficznych przełomów złamanych próbek udarnościowych wykonane w skaningowym mikroskopie elektronowym. Wykazują one istotne różnice między stanem wyjściowym, gdy przełom jest ciągliwy, a stanem po długotrwałej eksploatacji, gdy jest on zdominowany przez składową łupliwą, a pękanie następuje zarówno międzykrystalicznie po granicach ziarn, jak również transkrystalicznie. a)

b)

c)

d)

Rysunek 48. Wyniki badań pracy łamania w próbach udarności KV w zależności od temperatury badania wraz z wyznaczoną temperaturą przejścia w stan kruchy materiałów głównych rurociągów parowych kotłów energetycznych ze stali 13CrMo4-5 po eksploatacji przez: a) 64 800 godzin, b) 100 000 godzin, c) 121 500 godzin, d) 270 000 godzin 54

J. Dobrzański


a)

b)

Rysunek 49. Wyniki badań pracy łamania w próbach udarności KV w zależności od temperatury badania wraz z wyznaczoną temperaturą przejścia w stan kruchy materiałów głównych rurociągów parowych kotłów energetycznych ze stali 14MoV6-3 po eksploatacji przez: a) 105 000 godzin, b) 193 000 godzin a)

b)

c)

d)

Rysunek 50. Wyniki badań pracy łamania w próbach udarności KV w zależności od temperatury badania wraz z wyznaczoną temperaturą przejścia w stan kruchy materiałów komór przegrzewacza pary kotłów energetycznych ze stali X20CrMoV11-1 po eksploatacji przez: a) w stanie wyjściowym, b) 20 000 godzin, c) 108 000 godzin, d) 160 000 godzin, w zbliżonych warunkach eksploatacyjnych 3. Zmiany własności mechanicznych badanych stali po eksploatacji w warunkach pełzania

55


Długotrwała eksploatacja w warunkach pełzania powoduje również obniżanie się twardości. Wpływ długotrwałej eksploatacji na twardość badanych materiałów w postaci zależności twardości HV10 do równoważnego czasu eksploatacji teR odniesionego do minimalnej wartości twardości oczekiwanej dla stanu wyjściowego badanych stali pokazano na rysunkach 51-55. Twardość wszystkich badanych materiałów w wyniku eksploatacji w warunkach pełzania ulega systematycznemu obniżaniu się. Dla stali o strukturze ferrytyczno-perlitycznej, do których należą stale 16Mo3 i 13CrMo4-5, spadek twardości jest wolniejszy niż dla pozostałych a)

b)

Twardość HV10

Twardość HV10

Rysunek 51. Wpływ długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania na twardość materiału elementów krytycznych kotła z niskostopowej stali 16Mo3: a) wężownic przegrzewacza pary, b) komór przegrzewacza pary; TeR = 500°C a) b)

R

Równoważny czas eksploatacji te , [h]

R

Równoważny czas eksploatacji te , [h]

Rysunek 52. Wpływ długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania na twardość materiału elementów krytycznych kotła z niskostopowej stali 13CrMo4-5: a) wężownic przegrzewacza pary, b) komór przegrzewacza pary; TeR = 520°C 56

J. Dobrzański


badanych gatunków stali i tym mniejszy im mniejszy jest udział obszarów perlitu w strukturze. Wpływ długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania na twardość na przykładzie wybranych wycinków elementów krytycznych kotła z niskostopowej stali 16Mo3 przedstawiono na rysunku 51, natomiast dla stali 13CrMo4-5 na rysunku 52. Dla stali o strukturze ferrytyczno-bainitycznej, do których należą stale 10CrMo9-10 oraz 14MoV6-3, twardość najczęściej utrzymuje się na poziomie minimalnej oczekiwanej dla stanu wyjściowego wartości 140 HV10 i wyższej przez bardzo długi czas eksploatacji przekraczający 200 000 godzin (rys. 53, 54). Dla stali X20CrMoV11-1 o strukturze odpuszczonego a)

b)

Twardość HV10

Rysunek 53. Wpływ długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania na twardość materiału elementów krytycznych kotła z niskostopowej stali 10CrMo9-10: a) wężownic przegrzewacza pary, b) komór przegrzewacza pary i rurociągów pary wtórnej: TeR = 540°C

R


Rysunek 54. Wpływ długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania na twardość materiału elementów rurociągów z niskostopowej stali 14MoV6-3; TeR = 540°C 3. Zmiany własności mechanicznych badanych stali po eksploatacji w warunkach pełzania

57


martenzytu przyjmuje się twardość 230 HV10 jako minimalną oczekiwaną dla materiału w stanie wyjściowym. Ulega ona systematycznemu obniżaniu się i po ok. 100 000 godzin eksploatacji, przy typowych dla niej warunkach pracy, wynosi od 200 do 220 HV10, a po czasie eksploatacji dłuższym niż 150 000 godzin najczęściej jest poniżej 200 HV10. Wpływ długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania na twardość na przykładzie wybranych materiałów elementów krytycznych kotła z wysokochromowej stali X20CrMoV11-1 przedstawiono na rysunku 55. Spośród wszystkich własności mechanicznych najbardziej istotną i decydującą o przydatności do eksploatacji w warunkach pełzania są jednak własności wyznaczane w wyniku prób pełzania. Wytrzymałość na pełzanie, będąca podstawą do obliczeń projektowych, decyduje o zdolności do przenoszenia obciążeń eksploatacyjnych elementów wykonanych z badanych materiałów. Długotrwała eksploatacja każdego z badanych materiałów powoduje obniżanie się czasowej wytrzymałości na pełzanie. Nie może być ona niższa niż o 20% od wartości średniej przyjmowanej do obliczeń dla założonego wymaganego czasu eksploatacji. Istotną jest zatem znajomość, dla różnych stanów materiału po różnym czasie eksploatacji, wartości tej obniżonej wytrzymałości na pełzanie, definiowanej jako trwałość resztkowa lub resztkowa wytrzymałość na pełzanie. Wymaga to wykonania prób pełzania wycinków elementów po eksploatacji z badanych gatunków stali. Standardowa próba pełzania dla różnych stanów materiału po różnym czasie eksploatacji polega na rozciąganiu próbki, poddanej stałemu obciążeniu w stałej temperaturze. Próba

Twardość HV10

Twardość HV10

pełzania jest metodą znormalizowaną i przeprowadza się ją zgodnie z normą PN-EN ISO 203. a) b)

R


R


Rysunek 55. Wpływ długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania na twardość materiału elementów przegrzewaczy pary z wysokochromowej stali X20CrMoV11-1: a) wężownic; TeR = 570°C, b) komór wylotowych; TeR = 540°C 58

J. Dobrzański


Próby pełzania można podzielić na: • próby bez pomiaru wydłużenia podczas trwania próby, • próby z pomiarem wydłużenia w czasie trwania próby. Na podstawie wyników badań prób pełzania do zerwania bez pomiaru wydłużenia w czasie trwania próby można wyznaczyć wytrzymałość na pełzanie oraz całkowite wydłużenie po zerwaniu. Natomiast w próbach z pomiarem wydłużenia, nie prowadzonych do zerwania, można wyznaczyć czasową granicę pełzania oraz prędkość pełzania w stanie ustalonym, a w próbach prowadzonych do zniszczenia również wytrzymałość na pełzanie. Wielkością wynikową w próbach pełzania jest czas. Aby ich wyniki można było uznać za wiarygodne muszą być prowadzone w warunkach temperaturowo-naprężeniowych zbliżonych do eksploatacyjnych. Wówczas czas prób jest długi i oczekiwanie na wyniki badań to minimum kilka a nawet kilkanaście lat. Nawet stosowane różne metody ekstrapolacji nie są wystarczające do skrócenia czasu oczekiwania, gdyż wartości uzyskane w wyniku ekstrapolacji wymagają potwierdzenia wynikami długotrwałych prób pełzania. Wadą sposobu wyznaczania trwałości resztkowej jest zatem czas oczekiwania na wyniki badań trwający co najmniej 3 do 5 lat. W celu skrócenia czasu wykonywania badań pełzania i oceny trwałości resztkowej w praktyce inżynierskiej stosowane są tzw. skrócone próby pełzania o czasie trwania od kilkudziesięciu do kilku tysięcy godzin. Stwarza to możliwość uzyskania wyników badań w ciągu maksimum kilkunastu miesięcy, umożliwiając oszacowanie trwałości resztkowej. 10

6

10

5

10

4

10

3

10

2

b) 10 6

tre

σb = σr = const

Tr

Temperatura badania Tb, °C

Czas do zerwania tr, h

Czas do zerwania tr, h

a)

Tb = Tr = const 10

5

tre

10

4

10

3

10

2

σr

Naprężenie badania σb, MPa

Rysunek 56. Sposób przedstawiania wyników skróconych prób pełzania w postaci: a) zależność czasu do zerwania tr w przyspieszonych próbach pełzania od temperatury badania Tb przy stałym naprężeniu badania σb = const odpowiadającym roboczemu σr, b) zależność czasu do zerwania tr w skróconych próbach pełzania od naprężenia badania σb w stałej temperaturze badania Tb = const odpowiadającej roboczej Tr 3. Zmiany własności mechanicznych badanych stali po eksploatacji w warunkach pełzania

59


Przyspieszenie procesu pełzania oraz skrócenie okresu wykonywania badań uzyskuje się w próbach pełzania wykonywanych przy jednoosiowym rozciąganiu na próbkach pobranych z wycinka elementu instalacji energetycznej przez wykonywanie prób: • przy stałym naprężeniu badania, odpowiadającym eksploatacyjnemu i różnych wartościach temperatury badania, znacznie wyższej od temperatury eksploatacyjnej, • w stałej temperaturze badania, odpowiadającej eksploatacyjnej i przy różnych wartościach naprężenia badania, znacznie wyższych od naprężeń roboczych. Sposób przedstawiania wyników skróconych prób pełzania wykonywanych przy stałym naprężeniu badania, odpowiadającym roboczemu (σb = σr = const) dla różnych wartości temperatury badania Tb w postaci zależności log tr = f (Tb) przy σb = const oraz wykonywanych w stałej temperaturze, odpowiadającej eksploatacyjnej (Tb = Tr = const) i przy różnych wartościach naprężenia badania σb w postaci zależności tr = f (σb) przy Tb = const przedstawiono na rysunku 56. Skrócone próby pełzania log tr = f (Tb) przy σb = const

σb = σr = const

tr(r)

b)

log σb

ekstrapolacja

a)

Tb = Tr = const

log tr

σb = σr Rzśr ± 20% Rzśr

tr(r)S ≈ tr(r) log tr

Tr(r)S; tr(r)

Tr Temperatura badania, Tb

Czas do zerwania, log tz

Rysunek 57. Wiarygodność oszacowania czasu do zerwania tr dla parametrów roboczych w oparciu o wyniki skróconych prób pełzania przy stałym naprężeniu badania odpowiadającym roboczemu σb = σr = const; Tb – temperatura badania, Tr – temperatura robocza, σb – naprężenie badania, σr – naprężenie robocze, tr – czas do zerwania, Rzśr – średnia czasowa wytrzymałość na pełzanie (wynik długotrwałych prób pełzania), tr(r)S – czas do zerwania dla parametrów roboczych uzyskany w skróconych próbach pełzania jako wynik ekstrapolacji, tr(r) – czas do zerwania dla parametrów roboczych uzyskany w długotrwałych próbach pełzania 60

J. Dobrzański


W przypadku skróconych prób pełzania przy stałym naprężeniu, czas do zerwania tr, na podstawie ekstrapolacji prostej w kierunku temperatury eksploatacji (rys. 57a), jest oszacowany z błędem nie przekraczającym 20% w stosunku do czasu wyznaczonego na podstawie wyników długotrwałych prób pełzania, a szacunek jest co najwyżej zaniżony, ale mieści się w paśmie dopuszczalnego rozrzutu prób długotrwałych (rys. 57b). Natomiast w przypadku skróconych prób pełzania prowadzonych w stałej temperaturze badania Tb czas do zerwania tr na podstawie ekstrapolacji prostej w kierunku naprężenia eksploatacyjnego (rys. 58a) jest szacowany z błędem znacznie większym, przy większym rozrzucie uzyskiwanych wyników badań, a szacunek jest najczęściej znacznie zawyżony, co jest wynikiem zbyt optymistycznym. Duża zbieżność wyników uzyskiwanych w próbach skróconych i długotrwałych umożliwia stosowanie w praktyce tej metody z wykorzystaniem skróconych prób pełzania przy stałym naprężeniu. Jednak wiarygodność uzyskiwanych wyników badań i oszacowania czasu do zerwania tr dla wymaganej temperatury roboczej Tr (uzyskiwanego w wyniku ekstrapolacji Skrócone próby pełzania log tz = f(σb) przy Tb = const

Tb = Tr = const

tr(r)s

b)

Tb = Tr = const

log σb

ekstrapolacja

a)

log tr

σb = σr Rzśr ± 20% Rzśr

tr(r)s >> tr(r) tr(r)

σr Naprężenie badania σb

tr(r)S

Czas do zerwania log tz

Rysunek 58. Wiarygodność oszacowania czasu do zerwania tz dla parametrów roboczych w oparciu o wyniki skróconych prób pełzania w stałej temperaturze odpowiadającej eksploatacyjnej Tb = Tr = const; Tb – temperatura badania, Tr – temperatura robocza, σb – naprężenie badania, σr – naprężenie robocze, tr – czas do zerwania, Rzśr – średnia czasowa wytrzymałość na pełzanie (wynik długotrwałych prób pełzania), tz(r)S – czas do zerwania dla parametrów roboczych uzyskany w skróconych próbach pełzania jako wynik ekstrapolacji, tr(r) – czas do zerwania dla parametrów roboczych uzyskany w długotrwałych próbach pełzania 3. Zmiany własności mechanicznych badanych stali po eksploatacji w warunkach pełzania

61


wyznaczonej prostej) uwarunkowane są zachowaniem stałej temperatury w trakcie wykonywania prób pełzania na długości pomiarowej próbki przez cały czas trwania próby. Wymaga to wykonywania badań wyłącznie w specjalistycznym laboratorium pełzania. Natomiast wadą tej metody jest ograniczenie w zakresie stosowanych wartości temperatury badania, wynikające z zachodzących w materiale procesów wydzieleniowych. Wartości temperatury muszą być zatem dobierane indywidualnie dla każdego badanego gatunku materiału. Na podstawie blisko 40-letniej praktyki autora w zakresie porównywania wyników skróconych prób pełzania i ich ekstrapolacji z wynikami prób długotrwałych do 100 000 godzin stwierdzono, że porównanie wyników skróconych prób pełzania i ich ekstrapolacji z wynikami długotrwałych prób pełzania, daje możliwość stosowania wyników tych prób, zarówno materiału w stanie wyjściowym jak i po długotrwałej eksploatacji, dla określenia trwałości, której miarą jest czas do zerwania tr. Dotyczy to jednak tylko prób wykonywanych w temperaturze wyższej od temperatury eksploatacyjnej przy stałym naprężeniu odpowiadającym warunkom dalszej pracy. Wówczas wyznaczenie czasu do zerwania tr nie wymaga dla materiału po eksploatacji znajomości historii i warunków dotychczasowej eksploatacji elementu, wymaga natomiast znajomości warunków roboczych dalszej pracy (σr, tr). W dalszej części niniejszego rozdziału przedstawiono wyniki skróconych prób pełzania wybranych wycinków głównych rurociągów pary świeżej ze stali 14MoV6-3 oraz komór wylotowych przegrzewaczy pary ze stali X20CrMoV11-1 części ciśnieniowej kotłów energetycznych po różnym czasie eksploatacji od 100 000 do 200 000 godzin. Badania wycinków elementów ze stali 14MoV6-3 wykonano przy stałej wartości naprężenia badania σb = 60 MPa, odpowiadającej eksploatacji w stałej temperaturze o różnej wartości z zakresu pomiędzy 600 a 700°C, czyli znacznie wyższej od przewidywanej temperatury dalszej eksploatacji, w porównaniu z typowym stanem wyjściowym. Uzyskane rezultaty przedstawiono na rysunku 59. Na rysunku 60 zaprezentowano natomiast uzyskane wyniki badań wykonanych w stałej temperaturze o różnej wartości również z zakresu od 600 do 700°C przy stałej wartości naprężenia badania σb = 100 MPa odpowiadającego eksploatacyjnemu dla komór wykonywanych ze stali X20CrMoV11-1. Wynik ekstrapolacji, do wartości temperatury odpowiadającej temperaturze dalszej eksploatacji, w postaci wyznaczonej trwałości resztkowej zestawiono odpowiednio w tablicy 7 dla stali 14MoV6-3 oraz w tablicy 8 dla stali X20CrMoV11-1 po różnym czasie eksploatacji i w nieco zróżnicowanej temperaturze. 62

J. Dobrzański


a)

b) σb=60 MPa

σb=60 MPa

Czas do zerwania tre, h

c)

te=105 000 h

Stan wyjściowy

d) σb=60 MPa


te=118 000 h

e) σb=60 MPa

te=148 000 h

f)

te=186 000 h

g) σb=60 MPa


σb=60 MPa

te=193 000 h

σb=60 MPa

te=200 000 h

Temperatura badania Tb, oC Rysunek 59. Wyniki skróconych prób pełzania przy stałym poziomie naprężenia badania σb = 60 MPa materiału głównych rurociągów pary świeżej ze stali 14MoV6-3 po eksploatacji w warunkach pełzania w różnym czasie: a) w stanie wyjściowym, b) 105 000 h, c) 118 000 h, d) 148 000 h, e) 186 000 h, f) 193 000 h, g) 200 000 h 3. Zmiany własności mechanicznych badanych stali po eksploatacji w warunkach pełzania

63


a)

b)


σb=100 MPa

σb=100 MPa

Stan wyjściowy

te=20 000 h

c)

d)


σb=100 MPa

σb=100 MPa

te=108 000 h

te=160 000 h

e)

f)


σb=100 MPa

te=186 000 h

σb=100 MPa

te=186 000 h

Temperatura badania Tb, oC Rysunek 60. Wyniki skróconych prób pełzania przy stałym poziomie naprężenia badania σb = 100 MPa materiału komór przegrzewacza pary ze stali X20CrMoV11-1 po eksploatacji w warunkach pełzania w różnym czasie: a) w stanie wyjściowym, b) 20 000 h, c) 108 000 h, d) 160 000 h, e) 186 000 h, f) 186 000 h 64

J. Dobrzański


Tablica 7. Trwałość resztkowa w temperaturze 550 i 560°C na podstawie skróconych prób pełzania badanych materiałów ze stali 14MoV6-3 po pracy w warunkach pełzania dla naprężenia badania odpowiadającego parametrom dalszej eksploatacji Parametry dotychczasowej eksploatacji

Poziom naprężenia dalszej eksploatacji σep= 60 MPa

Temperatura Te, °C

Temperatura Tep, °C

550

560

Trwałość resztkowa tre, h

600 000 250 000 450 000 300 000 85 000 110 000 85 000

340 000 140 000 280 000 210 000 50 000 65 000 50 000

Czas te, h

Stan wyjściowy 105 000 118 000 148 000 540 186 000 193 000 200 000

Tablica 8. Trwałość resztkowa w temperaturze 540, 550 i 560°C na podstawie skróconych prób pełzania badanych materiałów ze stali X20CrMoV11-1 po pracy w warunkach pełzania dla naprężenia badania odpowiadającego parametrom dalszej eksploatacji Parametry dotychczasowej eksploatacji

Poziom naprężenia dalszej eksploatacji σep = 100 MPa

Temperatura Te, °C

Temperatura Tep, °C

540

550

560


720 000 150 000 210 000 110 000 25 000 2 100

350 000 65 000 110 000 45 000 12 000 1 050

180 000 35 000 60 000 20 000 5 500 550

Czas te, h

Stan wyjściowy 540 20 000 540 108 000 540 160 000 540 186 000 540 186 000

Aby wyznaczyć charakterystykę czasowej wytrzymałości na pełzanie badanych materiałów po eksploatacji w warunkach pełzania poza obliczeniowy czas pracy, niezbędne jest wykonanie prób pełzania w warunkach temperaturowo-naprężeniowych umożliwiających uzyskanie czasów do zerwania od kilku do kilkudziesięciu tysięcy godzin. Takie próby pełzania bez pomiaru wydłużenia w czasie trwania próby wykonano dla badanych niskostopowych stali 13CrMo4-5, 10CrMo9-10 i 14MoV6-3. Badania stali 13CrMo4-5 były przedmiotem rozprawy doktorskiej autora [101], a cytowane w dalszej części niniejszego rozdziału wyniki uzyskane dla wycinków elementów po eksploatacji z tej stali przedstawiono dla porównania z wynikami badań uzyskanymi dla pozostałych gatunków badanych stali. 3. Zmiany własności mechanicznych badanych stali po eksploatacji w warunkach pełzania

65


Próby pełzania wykonano w stałej temperaturze badania o dwóch różnych wartościach i przy różnych stałych wartościach naprężenia badania, kilkunastu dla każdego badanego wycinka elementu z każdego gatunku stali. Warunki wykonanych prób pełzania przedstawiono w tablicy 9. Uzyskane wyniki badań przedstawiono w postaci wykresów w układzie współrzędnych naprężenie badania σb w skali logarytmicznej od parametru Larsona-Millera (L-M) log σb = f (L-M), gdzie L-M = Tb(C + log tr) przy czym; Tb – temperatura badania w K, tr – czas do zerwania w godzinach, C – stała materiałowa. Uzyskane charakterystyki czasowej wytrzymałości na pełzanie posłużyły do wyznaczenia resztkowej czasowej wytrzymałości na pełzanie dla naprężenia i temperatury odpowiadających rzeczywistym wartościom eksploatacyjnym. Wyznaczone wartości dla przewidywanej temperatury eksploatacji Tep oraz wartości naprężenia σep dalszej eksploatacji zestawiono w postaci tabelarycznej. Na rysunku 62 przedstawiono wyniki długotrwałych prób pełzania wycinków komór przegrzewaczy pary ze stali 13CrMo4-5 nie wykazujących zapoczątkowania procesów uszkodzeń Tablica 9. Warunki długotrwałych prób pełzania badanych stali Warunki badań Gatunek stali

Badane elementy kotła

MaksyTem- malny Łączny Stałe naprężenie pera- czas pojeczas prób, σb. MPa tura dynczej godziny Tb, oC próby, godziny

wycinki komór przegrzewaczy 180, 150, 125, pary po długotrwałej eksploa100, 85, 70 13CrMo4-5 tacji, nie wykazujące zapoczątkowania procesów uszko125, 100, 85, 70, dzeń wewnętrznych w wyniku 50, 35, 30 pełzania elementy części ciśnieniowej kotła po długotrwałej eksploa10CrMo9-10 tacji, nie wykazujące zapoczątkowania procesów uszkodzeń wewnętrznych w wyniku pełzania wycinki głównych rurociągów pary świeżej po długotrwałej 14MoV6-3 eksploatacji, nie wykazujące zapoczątkowania procesów uszkodzeń wewnętrznych w wyniku pełzania 66

200, 180, 160, 150, 125, 100

550 94 536 1 186 430 600

550 119 682 1 406 557

125, 100, 85, 70, 60, 50,45, 40,30

600

200, 180, 160, 150, 125, 100

550 58 234

125, 100, 85, 70, 60, 50,45, 40,30

576 027

600

J. Dobrzański


wewnętrznych w wyniku pełzania po długotrwałej eksploatacji, wykonanych w warunkach podanych w tablicy 9. W tablicy 10 zestawiono wyznaczoną trwałość resztkową dla temperatury Tep = 540, 545, 550 i 555°C oraz trzech wartości naprężenia σep = 40, 50 i 60 MPa. Wyniki długotrwałych prób pełzania wycinków głównych rurociągów pary świeżej po długotrwałej eksploatacji wykonanych ze stali 14MoV6-3, nie wykazujących zapoczątkowania procesów uszkodzeń wewnętrznych w wyniku pełzania, przedstawiono na rysunku 63. Badania wykonano w warunkach podanych w tablicy 9. Trwałość resztkową wyznaczoną dla temperatury Tep = 540, 545, 550 i 555°C oraz trzech poziomów naprężenia σep = 60, 70 i 80 MPa zestawiono w tablicy 11. Na rysunku 64 przedstawiono natomiast wyniki długotrwałych prób pełzania materiałów elementów części ciśnieniowej kotła wykonanych ze stali 10CrMo9-10 nie wykazujących zapoczątkowania procesów uszkodzeń wewnętrznych w wyniku pełzania po długotrwałej eksploatacji. Badania te wykonano w warunkach podanych w tablicy 9. Dla temperatury Tep = 540, 545, 550 i 555°C oraz trzech wartości naprężenia σep = 50, 60 i 70 MPa wyznaczono

Minimalna resztkowa wytrzymałość na pełzanie Rzemin , MPa

trwałość resztkową, a uzyskane wartości zestawiono w tablicy 12.

Rze min

Rzśr

0,8 Rzśr

Parametr Larsona-Millera Rysunek 62. Czasowa resztkowa wytrzymałość na pełzanie materiałów, o niezapoczątkowanym procesie wewnętrznych uszkodzeń, wycinków komór przegrzewacza pary kotłów energetycznych z niskostopowej stali 13CrMo4-5 po eksploatacji poza obliczeniowy czas pracy 3. Zmiany własności mechanicznych badanych stali po eksploatacji w warunkach pełzania

67


Tablica 10. Prognozowana minimalna trwałość resztkowa dla wybranych poziomów temperatury i naprężenia dla wybranych poziomów naprężenia dalszej eksploatacji na podstawie długotrwałych prób pełzania badanych materiałów o niezapoczątkowanym procesie wewnętrznych uszkodzeń ze stali 13CrMo4-5 po pracy w warunkach pełzania Przyjęta temperatura dalszej eksploatacji Te,°C 540 545 550


555

Parametr Larsona-Millera L-M Minimalna trwałość resztkowa tre, h L-M tre L-M tre L-M tre L-M tre

Rze min

Rzśr

Poziom naprężenia dalszej eksploatacji σe 40 MPa

50 MPa

60 MPa

20 550 189 000 20 550 132 000 20 550 93 000 20 550 66 000

20 150 61 000 20 150 43 000 20 150 30 000 20 150 22 000

19 850 26 000 19 850 18 500 19 850 13 000 19 850 9 500

0,8 Rzśr

Parametr Larsona-Millera Rysunek 63. Czasowa resztkowa wytrzymałość na pełzanie w postaci zależności log σb= f(L-M) materiałów, o niezapoczątkowanym procesie wewnętrznych uszkodzeń, wycinków głównych rurociągów pary świeżej kotłów energetycznych z niskostopowej stali 14MoV6-3 po eksploatacji poza obliczeniowy czas pracy 68

J. Dobrzański


Tablica 11. Prognozowana minimalna trwałość resztkowa dla wybranych poziomów temperatury i naprężenia dla wybranych poziomów naprężenia dalszej eksploatacji na podstawie długotrwałych prób pełzania badanych materiałów o niezapoczątkowanym procesie wewnętrznych uszkodzeń ze stali 14MoV6-3 po pracy w warunkach pełzania Przyjęta temperatura dalszej eksploatacji Te,°C 540 545 550


555


Rze min

Rzśr


70 MPa

80 MPa

20 500 164 000 20 500 115 000 20 500 81 000 20 500 57 000

20 240 78 500 20 240 55 000 20 240 30 000 20 240 28 000

20 050 46 000 20 050 32 000 20 050 23 000 20 050 16 000

0,8 Rzśr

Parametr Larsona-Millera Rysunek 64. Czasowa resztkowa wytrzymałość na pełzanie w postaci zależności log σb= f(L-M) materiałów, o niezapoczątkowanym procesie wewnętrznych uszkodzeń, elementów krytycznych kotła z niskostopowej stali 10CrMo9-10 po eksploatacji poza obliczeniowy czas pracy 3. Zmiany własności mechanicznych badanych stali po eksploatacji w warunkach pełzania

69


Tablica 12. Prognozowana minimalna trwałość resztkowa dla wybranych poziomów temperatury i naprężenia dla wybranych poziomów naprężenia dalszej eksploatacji na podstawie długotrwałych prób pełzania badanych materiałów o niezapoczątkowanym procesie wewnętrznych uszkodzeń ze stali 10CrMo9-10 po pracy w warunkach pełzania Przyjęta temperatura dalszej eksploatacji Te,°C 540 545 550 555



60 MPa

70 MPa

20 650 251 000 20 650 176 000 20 650 123 000 20 650 87 000

20 300 93 000 20 300 65 000 20 300 46 000 20 300 33 000

20 000 40 000 20 000 28 000 20 000 20 000 20 000 14 000

Uzyskane wyniki badań pełzania przedstawione na wykresach zbiorczych w postaci parametrycznej krzywej Larsona-Millera resztkowej wytrzymałości na pełzanie pozwoliły ponadto na wyznaczenie krzywej minimalnej resztkowej wytrzymałości na pełzanie (Rze min) dla badanych materiałów po eksploatacji bez uszkodzeń wewnętrznych. Wyznaczone krzywe odniesiono do krzywej średniej czasowej wytrzymałości na pełzanie (Rzśr) według wymagań dla stanu wyjściowego badanej stali oraz krzywej odpowiadającej dolnej granicy dopuszczalnego pasma rozrzutu -20% (0,8 Rzśr) w stosunku do tej wartości średniej. W oparciu o transformację wyznaczonej krzywej Rze min sporządzono charakterystyki trwałości resztkowej materiałów po eksploatacji bez uszkodzeń wewnętrznych w postaci zależności log σb = f (log tr) dla różnych poziomów przewidywanej temperatury dalszej pracy badanych niskostopowych stali po eksploatacji poza obliczeniowy czas pracy, które pokazano odpowiednio dla stali: 13CrMo4-5 na rysunku 65, 14MoV6-3 na rysunku 66 oraz 10CrMo9-10 na rysunku 67. Na podstawie wyników wieloletnich badań własnych można zatem stwierdzić, że resztkowa wytrzymałość na pełzanie maleje z wydłużeniem czasu eksploatacji, a jej wartość, szczególnie po czasie eksploatacji dłuższym niż obliczeniowy, jest najczęściej znacznie poniżej wartości średniej wymaganej dla materiału w stanie wyjściowym. Kiedy czas eksploatacji

70

J. Dobrzański

Resztkowa wytrzymałość na pełzamie Rze min , MPa


500°C 510°C 520°C 530°C 540°C 550°C 560°C 570°C

13CrMo4-5


Resztkowa wytrzymałość na pełzanie Rze min , MPa

Rysunek 65. Charakterystyki minimalnej resztkowej czasowej wytrzymałości na pełzanie w postaci zależności log σb= f (log tr) dla różnych poziomów przewidywanej temperatury dalszej eksploatacji niskostopowej stali 13CrMo4-5 po eksploatacji poza obliczeniowy czas pracy o niezapoczątkowanym procesie wewnętrznych uszkodzeń

500°C 510°C 520°C 530°C 540°C 550°C 560°C 570°C 580°C

14MoV6-3

Czas do zerwania tre, h Rysunek 66. Charakterystyki minimalnej resztkowej czasowej wytrzymałości na pełzanie w postaci zależności log σb= f (log tr) dla różnych poziomów przewidywanej temperatury dalszej eksploatacji niskostopowej stali 14MoV6-3 po eksploatacji poza obliczeniowy czas pracy o niezapoczątkowanym procesie wewnętrznych uszkodzeń

3. Zmiany własności mechanicznych badanych stali po eksploatacji w warunkach pełzania

71

Resztkowa wytrzymałość na pełzanie Rze min , MPa


500°C 510°C 520°C 530°C 540°C 550°C 560°C 570°C 580°C

10CrMo9-10

Czas do zerwania tre, h Rysunek 67. Charakterystyki minimalnej resztkowej czasowej wytrzymałości na pełzanie w postaci zależności log σb= f (log tr) dla różnych poziomów przewidywanej temperatury dalszej eksploatacji niskostopowej stali 10CrMo9-10 po eksploatacji poza obliczeniowy czas pracy o niezapoczątkowanym procesie wewnętrznych uszkodzeń wynosi ok. 1,5 obliczeniowego i więcej, to wówczas resztkowa wytrzymałość na pełzanie jest często poniżej wartości odpowiadającej dopuszczalnemu dolnemu pasmu rozrzutu -20% (0,8 Rzśr) wymaganej wartości średniej dla stanu wyjściowego. Również trwałość resztkowa, będąca w praktyce czasem do zniszczenia materiału dla wymaganych eksploatacyjnych warunków temperaturowo-naprężeniowych, obniża się i dla materiałów o czasie eksploatacji przekraczającym czas obliczeniowy stanowi ok. połowę, a po przekroczeniu obliczeniowego czasu obniża się ok. 1,5 razy do ok. 0,25 czasu uzyskiwanego dla materiału w stanie wyjściowym. Oprócz resztkowej wytrzymałości na pełzanie istotnym wskaźnikiem w ocenie przydatności do dalszej eksploatacji i w określaniu czasu dalszej bezpiecznej pracy jest prędkość pełzania w drugim jego stadium, tzn. w stanie ustalonym. Dla wyznaczania prędkości pełzania w drugim jego stadium wykonywane są próby pełzania z rejestracją wydłużenia w czasie próby, wykonywane w stałej temperaturze badania przy stałej wartości naprężenia badania. Prędkość pełzania każdorazowo jest wyznaczana z krzywej pełzania w układzie współrzędnych wydłużenie w wyniku pełzania ε od czasu trwania próby pełzania t {ε = f (t) przy σb i Tb = const}. 72

J. Dobrzański


a)

Tb = 520°C σb=70 MPa

σb=85 MPa

Prędkość pełzania εs, %/h x 105

σb=50 MPa

R Równoważny czas eksploatacji t e, h

b)

Tb = 550°C σb = 70 MPa


σb = 50 MPa

σb=85 MPa

Równoważny czas eksploatacji tRe, h

Rysunek 68. Prędkość pełzania w stanie stacjonarnym ε& s w funkcji równoważnego czasu eksploatacji teR przy stałym poziomie naprężenia σ materiałów komór przegrzewaczy pary kotłów energetycznych z niskostopowej stali 13CrMo4-5 po eksploatacji poza obliczeniowy czas pracy w temperaturze dalszej eksploatacji: a) 520°C, b) 550°C (równoważna temperatura eksploatacji TeR = 520°C) W dalszej części niniejszego rozdziału przedstawiono wyniki badań prędkości pełzania dla wycinków elementów z niskostopowych stali 13CrMo4-5, 10CrMo9-10 oraz 14MoV6-3 po różnym czasie eksploatacji w temperaturze 520 i 550°C i przy naprężeniu 50, 70, 85, 100 i 125 MPa. Czas trwania prób uzależniony od zadanego poziomu temperatury i naprężenia wynosił od ok. 2500 do ok. 6000 godzin. 3. Zmiany własności mechanicznych badanych stali po eksploatacji w warunkach pełzania

73


a)

Tb = 520ºC Prędkość pełzania εs, %/h x 105

ε& smaks


b)

Tb = 550ºC

ε& smaks


Rysunek 69. Maksymalna prędkość pełzania w stanie stacjonarnym ε&ε&s s w zależności od naprężenia badania σb materiałów elementów komór przegrzewaczy pary kotła po eksploatacji poza obliczeniowy czas pracy wykonanych z niskostopowej stali 13CrMo4-5 dla temperatury dalszej eksploatacji: a) 520°C, b) 550°C (równoważna temperatura eksploatacji TeR = 520°C) Zależność prędkości pełzania w stanie stacjonarnym ε& s od równoważnego czasu eksploatacji teR przy stałym naprężeniu badania σb wycinków elementów części ciśnieniowej kotła po eksploatacji poza obliczeniowy czas pracy dla temperatury dalszej eksploatacji 520 i 550°C wykonanych ze stali 13CrMo4-5 przedstawiono na rysunku 68, ze stali 10CrMo9-10 na rysunku 70 oraz ze stali 14MoV6-3 na rysunku 72. Na rysunkach 69, 71 i 73 przedstawiono natomiast zależność prędkości pełzania ε& s od naprężenia badania σb w stałej temperaturze badania Tb dla badanych wycinków elementów z tych stali po eksploatacji. Dla tak sporządzonych zależności wyznaczono krzywe maksymalnej prędkości pełzania w stanie stacjonarnym ε& smaks dla tych stali po eksploatacji w warunkach pełzania bez wewnętrznych uszkodzeń. Prędkość pełzania ε& s badanych materiałów po eksploatacji dłuższej niż obliczeniowy czas pracy rośnie z czasem eksploatacji. W temperaturze niższej (520°C) prędkość pełzania materiału po eksploatacji ok. 200 000 godzin wzrasta ponad dwukrotnie w stosunku do materiału po ok. 100 000 godzin. W temperaturze wyższej (550°C) prędkość pełzania 74

J. Dobrzański


a)

Tb = 520°C σb = 70 MPa

σb = 85 MPa


σb = 50 MPa

Równoważny czas eksploatacji tRe, h

b)

Tb = 550°C σb = 70 MPa

σb = 85 MPa


σb = 50 MPa

Równoważny czas eksploatacji tRe, h Rysunek 70. Prędkość pełzania w stanie stacjonarnym ε& s w funkcji równoważnego czasu eksploatacji teR przy stałym poziomie naprężenia σ materiałów elementów części ciśnieniowej kotła po eksploatacji poza obliczeniowy czas pracy wykonanych z niskostopowej stali 10CrMo9-10 w temperaturze dalszej eksploatacji: a) 520°C, b) 550°C (równoważna temperatura eksploatacji TeR = 540°C) materiału po eksploatacji ok. 200 000 godzin wzrasta natomiast około dziesięciokrotnie w stosunku do materiału po ok. 100 000 godzin. 3. Zmiany własności mechanicznych badanych stali po eksploatacji w warunkach pełzania

75


a)

b) Tb = 550ºC


Tb = 520ºC

ε& smaks

ε& smaks



Rysunek 71. Maksymalna prędkość pełzania w stanie stacjonarnym ε& s w zależności od naprężenia badania σb materiałów elementów części ciśnieniowej kotła po eksploatacji poza obliczeniowy czas pracy wykonanych z niskostopowej stali 10CrMo9-10 dla temperatury dalszej eksploatacji: a) 520°C, b) 550°C (równoważna temperatura eksploatacji TeR = 540°C)


Tb = 520°C σb = 50 MPa

σb = 70 MPa

σb = 85 MPa


Rysunek 72a. Prędkość pełzania w stanie stacjonarnym ε& s w funkcji równoważnego czasu eksploatacji teR przy stałym poziomie naprężenia σ materiałów wycinków głównych rurociągów pary świeżej kotłów energetycznych z niskostopowej sta li 14MoV6-3 po eksploatacji poza obliczeniowy czas pracy w temperaturze 520°C dalszej eksploatacji (równoważna temperatura eksploatacji TeR = 540°C) 76

J. Dobrzański

Materiałoznawcza interpretacja trwałości stali dla energetyki Tb = 550°C σb = 70 MPa

σb = 85 MPa


σb = 50 MPa


Rysunek 72b. Prędkość pełzania w stanie stacjonarnym ε& s w funkcji równoważnego czasu eksploatacji teR przy stałym poziomie naprężenia σ materiałów wycinków głównych rurociągów pary świeżej kotłów energetycznych z niskostopowej stali 14MoV6-3 po eksploatacji poza obliczeniowy czas pracy w temperaturze 550°C dalszej eksploatacji (równoważna temperatura eksploatacji TeR = 540°C) a)

b) Tb = 550°C ε& smaks

Naprężenie σ, MPa

ε& smaks



5

Tb = 520°C

Naprężenie σ, MPa

Rysunek 73. Maksymalna prędkość pełzania w stanie stacjonarnym ε& s w zależności od naprężenia σ materiałów wycinków głównych rurociągów pary świeżej kotłów energetycznych z niskostopowej stali 14MoV6-3 po eksploatacji poza obliczeniowy czas pracy dla temperatury dalszej eksploatacji: a) 520°C, b) 550°C 3. Zmiany własności mechanicznych badanych stali po eksploatacji w warunkach pełzania

77


4. Zmiany strukturalne w badanych stalach podczas eksploatacji w warunkach pełzania Zagadnienia stabilności struktury, a w konsekwencji stabilności własności badanych stali w warunkach eksploatacji są podstawą analizy procesów ich degradacji. Degradację struktury opisuje zespół czynników strukturalnych i fizykochemicznych, które ulegają zmianie pod działaniem podwyższonej temperatury i naprężenia, w relatywnie długim czasie np. podczas prób pełzania, wyżarzania izotermicznego, a przede wszystkim podczas eksploatacji. W konsekwencji prowadzi to do generowania porów, pustek i mikropęknięć, a w końcu do zniszczenia elementu konstrukcyjnego. Ogólnymi kryteriami niestabilności struktury stali są, zatem: stopień zmian podstruktury, w tym zmiany gęstości dyslokacji oraz zaawansowanie procesów zdrowienia i rekrystalizacji, przemiany węglików i wydzielanie faz międzymetalicznych np. Lavesa, Z, σ; zmiany morfologii faz (rozkładu, kształtu, wielkości oraz odległości między cząstkami); stopień rozpadu odpowiednio: perlitu, bainitu lub odpuszczonego martenzytu; stopień zubożenia osnowy w pierwiastki stopowe – głównie w Cr, Mo lub W. Wymienione czynniki niezależnie od stężenia chromu w stali istotnie wpływają na odporność korozyjną, w tym na przyczepność warstw tlenkowych, a także na spadek umocnienia stali i jej odporność na pękanie. Stabilność tych procesów zależna od składu chemicznego stali, rodzaju osnowy i struktury w stanie wyjściowym, decyduje o zakresie stosowalności stali żarowytrzymałych w określonych warunkach temperatury, stanu naprężenia i środowiska. Dla oceny stanu degradacji struktury w wyniku długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania możliwe jest zastosowanie bezpośrednio na obiektach przemysłowych nieniszczących metod badawczych oceny stanu materiału, pozwalających na wyznaczenie czasu przydatności do eksploatacji i wyznaczenie czasu dalszej bezpiecznej pracy badanych elementów. Pierwszym elementem podlegającym ocenie jest obraz struktury materiału. Jedną z autorskich metod ujawniających w sposób nieniszczący obraz struktury jest metoda replik matrycowych, wymagająca uzyskania obrazów struktury o odpowiednio wysokiej rozdzielczości przy powiększeniach od 500 do 5000x, dobieranych w zależności od gatunku materiału oraz rodzaju i stanu struktury, z wykorzystaniem skaningowego mikroskopu elektronowego (rys. 74). 78

J. Dobrzański


Rysunek 74. Sposób dokonywania oceny i zasada odwzorowania obrazu za pomocą repliki matrycowej Do oceny stanu rozwoju procesów wydzieleniowych stosowane są autorskie metody zdejmowania replik ekstrakcyjnych i rentgenowskiej analizy fazowej osadu wyizolowanego elektrolitycznie. Opracowana metodyka obejmuje m.in. dobór odpowiednich odczynników do trawienia, dobór zakresu powiększeń, odczynników do polerowania elektrolitycznego, odczynników do rozpuszczania osnowy przewidzianych indywidualnie do badania wybranych gatunków stali. Metoda replik ekstrakcyjnych wymaga wykonania zgładu metalograficznego bezpośrednio na materiale badanego elementu, na który nakładana jest replika triafolowa. W miejscu nałożenia repliki dokonuje się rozpuszczenia osnowy za pomocą specjalnie do tego przystosowanej elektropolerki z głowicą polerująco-trawiącą (rys. 75). Identyfikację występujących wydzieleń oraz obserwację cech morfologicznych takich jak: wielkość, kształt, miejsca występowania i rozmieszczenie węglików, wykonuje się w skaningowym i/lub transmisyjnym mikroskopach elektronowych. Metoda rentgenowskiej analizy fazowej osadu węglików wyizolowanego elektrolitycznie stosowana na obiekcie bezpośrednio na materiale badanego elementu, różni się od 4. Zmiany strukturalne w badanych stalach podczas eksploatacji w warunkach pełzania

79


Rysunek 75. Sposób dokonywania oceny i zasada odwzorowania obrazu za pomocą repliki ekstrakcyjnej stosowanej w warunkach laboratoryjnych sposobem pobierania wyizolowanego osadu węglikowego. Jest on pobierany bezpośrednio z powierzchni badanego elementu z wykorzystaniem elektropolerki wyposażonej w głowicę polerująco-trawiącą. Osad zgromadzony na folii adhezyjnej jest badany za pomocą dyfraktometru rentgenowskiego w laboratorium. Wyniki dyfrakcyjnej analizy rentgenowskiej przedstawiane są w postaci dyfraktogramów (rys. 76). Istotną zaletą tej metody jest nie tylko identyfikacja rodzaju występujących węglików, ale również możliwość określania ich udziałów w osadzie wyizolowanym elektrolitycznie. W celach badawczych wykorzystywane są ponadto wszystkie współczesne metody badań metaloznawczych, z tym że największe znaczenie praktyczne w celu porównywania wyników uzyskiwanych w praktyce na rzeczywiście eksploatowanych obiektach przemysłowych z wynikami eksperymentów laboratoryjnych lub niszczących badań na próbkach pobranych z wyeksploatowanych lub uszkodzonych elementów, mają badania z wykorzystaniem skaningowego mikroskopu elektronowego, rentgenograficzna analiza fazowa oraz badania dyfrakcyjne cienkich folii w transmisyjnym mikroskopie elektronowym. Wybrane wyniki wymienionych badań wykonanych na przestrzeni wielu lat w sposób syntetyczny zaprezentowano w niniejszym rozdziale. 80

J. Dobrzański


Rysunek 76. Sposób dokonywania oceny i zasada analizy wydzieleń węglikowych Wyniki dotychczasowych obszernych badań wskazują, że struktura stanu wyjściowego koduje zespół własności istotnych z punktu widzenia długotrwałej eksploatacji. Badane stale, jako podstawowe i najczęściej stosowane gatunki do pracy w podwyższonej temperaturze, stosowane są w stanie po wyżarzaniu normalizującym lub hartowaniu i po odpuszczaniu. Zależnie od szybkości chłodzenia wynikającej z grubości ścianki elementu, mogą one wykazywać różną strukturę, podaną w tablicy 12. Tablica 12. Struktura badanych stali w stanie wyjściowym Lp.

Badane stale

Typ struktury

1.

16Mo3

ferrytyczno-perlityczna

2.

13CrMo4-5

ferrytyczno-perlityczna, ferrytyczno-perlityczno-bainityczna

3.

14MoV6-3

ferrytyczno-bainityczna, ferrytyczno-bainityczno-perlityczna

4.

10CrMo9-10

ferrytyczno-bainityczna

5.

X20CrMoV11-1

martenzyt odpuszczony

4. Zmiany strukturalne w badanych stalach podczas eksploatacji w warunkach pełzania

81


Na rysunku 77a pokazano charakterystyczną strukturę ferrytyczno-perlityczną stali 16Mo3 w stanie wyjściowym z obszarami ferrytycznymi i perlitycznymi o zróżnicowanej wielkości z cementytem płytkowym. Płytki cementytu w perlicie są najczęściej ułożone względem siebie równolegle i mają kształt jak w perlicie stali węglowych. Strukturę stali 13CrMo4-5 w stanie wyjściowym stanowi również mieszanina ferrytu i perlitu, przy czym w obszarach perlitu powstają kolonie, w których płytki stopowego cementytu są względem siebie równoległe. Kolonie te w ramach jednego obszaru perlitu są ułożone względem siebie pod różnym kątem (rys. 77b). Obrazy mikrostruktury stali 13CrMo4-5 w stanie wyjściowym obserwowanej w transmisyjnym mikroskopie elektronowym (TEM) przedstawiono na rysunku 78a w postaci ferrytu z perlitem, a na rysunku 78b – bainitu z ferrytem. a)

b)

Rysunek 77. Ferrytyczno-perlityczna struktura stali 16Mo3 (a) i 13CrMo4-5 (b) w stanie wyjściowym (SEM) M3C M3C

MC

500nm

500nm

Rysunek 78. Struktura stali 13CrMo4-5 w stanie wyjściowym (TEM); skład fazowy wydzieleń: M3C + MC 82

J. Dobrzański


Strukturę stali 14MoV6-3 w stanie wyjściowym stanowi mieszanina bainitu z ferrytem, niekiedy z niewielkim udziałem kolonii perlitu. Ponadto w strukturze obserwuje się bardzo drobne wydzielenia węglików typu MC wewnątrz ziarn ferrytu. W obszarach bainitu występują natomiast niewielkie i raczej sferoidalne wydzielenia cementytu, a w koloniach perlitu płytki cementytu. Strukturę stali 14MoV6-3 w stanie wyjściowym obserwowaną w skaningowym mikroskopie elektronowym (SEM) przedstawiono na rysunku 79, a obrazy mikrostruktury obserwowanej w transmisyjnym mikroskopie elektronowym (TEM) na rysunku 80.

Rysunek 79. Struktura ferrytyczno-bainityczna stali 14MoV6-3 w stanie wyjściowym (SEM) MC

500nm

200nm

MC

500nm

M3C

M3C

Rysunek 80. Struktura stali 14MoV6-3 w stanie wyjściowym (TEM); skład fazowy wydzieleń: MC + M3C 4. Zmiany strukturalne w badanych stalach podczas eksploatacji w warunkach pełzania

83


Strukturę stali 10CrMo9-10 w stanie wyjściowym stanowi mieszanina ferrytu z bainitem oraz często z drobnymi wydzieleniami węglika typu M23C6 występującymi na granicach ziarn ferrytu. Postać bainitu jest odmienna od występującej w stali 14MoV6-3, najczęściej obszary bainitu mają nieregularne kształty, wewnątrz z licznymi drobnymi, dość równomiernie rozmieszczonymi wydzieleniami węglików typu M3C i M2C. Charakterystyczną strukturę stali 10CrMo9-10 w stanie wyjściowym obserwowaną w skaningowym mikroskopie elektronowym przedstawiono na rysunku 81a, a obrazy mikrostruktury obserwowanej w transmisyjnym mikroskopie elektronowym na rysunku 81b. a)

b)

M2C

M3C 500nm

200nm

Rysunek 81. Struktura ferrytyczno-bainityczna stali 10CrMo9-10 w stanie wyjściowym: a) obserwowana w SEM, b) obserwowana w TEM; skład fazowy wydzieleń: M3C + M2C + M23C6 84

J. Dobrzański


Stal X20CrMoV11-1 po chłodzeniu w powietrzu z temperatury austenityzowania wykazuje jednorodną strukturę martenzytyczną, która po następnym wysokim odpuszczaniu składa się z wydłużonych ziarn fazy alfa z węglikami typu M23C6 (i ewentualnie typu MC) na granicach tych ziarn (rys. 82). Strukturę stanu wyjściowego stali X20CrMoV11-1 stanowi zatem martenzyt odpuszczony z drobnymi wydzieleniami węglików typu M23C6, głównie na granicach listew oraz na granicach ziarn pierwotnego austenitu, obserwowaną w skaningowym mikroskopie elektronowym (rys. 82) oraz na cienkich foliach w transmisyjnym mikroskopie elektronowym (rys. 83).

Rysunek 82. Struktura odpuszczonego martenzytu stali X20CrMoV11-1 w stanie wyjściowym (SEM) M23C6 a) b) c)

Rysunek 83. Struktura stali X20CrMoV11-1 w stanie wyjściowym (TEM): a), c) struktura, b) dyfrakcja elektronowa z węglika M23C6 widocznego na rys. a 4. Zmiany strukturalne w badanych stalach podczas eksploatacji w warunkach pełzania

85


Długotrwała praca w warunkach pełzania powoduje zmiany struktury badanych stali, spowodowane przemianami w osnowie oraz rozwojem procesów wydzieleniowych węglików, odpowiednio w wyniku przemian „in situ” lub niezależnego wydzielania w osnowie, po uprzednim rozpuszczeniu się węglików wydzielonych podczas wcześniejszych operacji technologicznych i postępujących następnie zmian morfologii węglików wskutek koalescencji, koagulacji i wydzielania na granicach ziarn. Zjawiska te ogólnie są określane jako wyczerpanie materiału, sprzyjające procesom jego uszkodzenia poprzez generowanie pustek według mechanizmu pękania kawitacyjnego lub rzadziej szczelin w wyniku przebiegu pękania szczelinowego, prowadzących do rozwoju wewnętrznych uszkodzeń. Zjawiska związane z wyczerpaniem materiału różnią się nieco specyfiką dla każdej z badanych stali i dlatego zostaną omówione kolejno dla każdej z nich. Wyniki badań struktury w mikroskopie świetlnym oraz w skaningowym i transmisyjnym mikroskopie elektronowym umożliwiły opracowanie schematów jej zmian, zachodzących podczas długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania w odniesieniu do stopnia wyczerpania oraz względnego odkształcenia w wyniku pełzania. Wykonane badania stały się podstawą autorskiej klasyfikacji struktury badanych stali zmieniającej się w wyniku długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania, ujmującej najistotniejsze procesy składowe powodujące zmiany w strukturze, a w szczególności: związane ze zmianami przebiegającymi w osnowie, w tym m.in. odpowiednio z rozpadem perlitu/bainitu lub odpuszczaniem martenzytu (S1), związane z rozwojem procesów wydzieleniowych węglików (S2) oraz związane z rozwojem wewnętrznych uszkodzeń (ω). W celu całościowego opracowania przedstawionego problemu kolejno przeanalizowano zmiany w badanych stalach przebiegające bez uszkodzeń wewnętrznych, a następnie z udziałem uszkodzeń wewnętrznych przebiegających w wyniku pełzania. W osnowie stali 16Mo3 po stosunkowo krótkiej eksploatacji w warunkach pełzania następuje nieznaczna fragmentacja płytek cementytu w obszarach perlitu i występują jego pojedyncze wydzielenia na granicach ziarn ferrytu (rys. 84a), które po dalszym wydłużaniu czasu eksploatacji, miejscami tworzą łańcuszki (rys. 84b). Dalsze wydłużenie czasu eksploatacji sprzyja rozpadowi perlitu i ferrytu, postępującemu procesowi koagulacji wydzieleń i całkowitej koagulacji cementytu w perlicie, ze znacznym udziałem wydzieleń o zróżnicowanej wielkości zgrupowanych w obszarach perlitycznych oraz z łańcuszkami wydzieleń na granicach ziarn ferrytu, przy wzroście węglików niektórych typów (rys. 84c). Zaawansowany rozwój procesów pełzania stali 16Mo3 prowadzi do powstania mieszaniny ferrytu z węglikami 86

J. Dobrzański


a)

b)

c)

d)

e)

grafit

Rysunek 84. Struktura stali 16Mo3 po eksploatacji w warunkach pełzania: a) ferryt z nieznacznie sfragmentaryzowanymi płytkami cementytu w perlicie (SEM), b) fragmentacja płytek cementytu w perlicie, c) skoagulowany cementyt w perlicie i łańcuszki wydzieleń na granicach ziarn ferrytu, d) skoagulowane węgliki cementytu w i na granicach ziarn ferrytu, e) skoagulowane węgliki w ferrycie z wydzieleniami grafitu 4. Zmiany strukturalne w badanych stalach podczas eksploatacji w warunkach pełzania

87


(rys. 84d). Następuje koagulacja węglików w ferrycie, dalszy znaczny wzrost niektórych typów węglików oraz występowanie łańcuszków wydzieleń na granicach ziarn ferrytu. Długotrwała eksploatacja w temperaturze odpowiadającej maksymalnej dopuszczalnej i powyżej dopuszczalnej temperatury pracy dla stali 16Mo3, szczególnie o losowo niekorzystnym składzie chemicznym, to znaczy: o stężeniu molibdenu na dolnej granicy stężenia normowego przy minimalnym dopuszczalnym stężeniu chromu, manganu i siarki oraz stężenia krzemu, miedzi i aluminium na górnej dopuszczalnej granicy, sprzyja grafityzacji cementytu w perlicie (rys. 84e). Grafityzacja wskutek zmian objętości wywołuje efekt pęcznienia elementu. Pojawienie się grafitu, przy równoczesnej zmianie morfologii cementytu w obszarach perlitycznych, powoduje obniżenie granicy plastyczności i twardości do poziomu dopuszczalnego minimum a nawet poniżej, zwiększając kruchość, która może doprowadzić do utraty ciągłości materiału. Taka degradacja sprzyja ponadto procesom dyfuzyjnym i korozyjnym. Uogólniony przebieg ewolucji struktury stali 16Mo3 w wyniku eksploatacji w warunkach pełzania przedstawiono schematycznie na rysunku 85. Podobna jak w stali 16Mo3 jest sekwencja zmian struktury osnowy ferrytyczno-perlitycznej stali 13CrMo4-5. W pierwszej kolejności następuje fragmentacja płytek cementytu w perlicie oraz pojawianie się wydzieleń węglików na granicach ziarn ferrytu (rys. 86a). Następnie w wyniku koagulacji i koalescencji węglików, przy ich przemianie „in situ” oraz rozpuszczaniu i tworzeniu węglików innego typu, występuje ich dość równomierne rozmieszczenie w obszarach poperlitycznych i wydzielenia w postaci łańcuszków na granicach ziarn a)

b)

c)

możliwy grafit

d)

Rysunek 85. Model degradacji struktury ferrytyczno-perlitycznej stali 16Mo3 w wyniku pełzania (bez uszkodzeń wewnętrznych): a) płytki cementytu w perlicie, brak wydzieleń na granicach i wewnątrz ziarn ferrytu, b) fragmentacja płytek cementytu w perlicie z częściową koagulacją węglików, wydzielenia na granicach ziarn ferrytu, c) całkowita koagulacja wydzieleń w perlicie, łańcuszki wydzieleń na granicach ziarn, d) ferryt z wydzieleniami zróżnicowanej wielkości, równomiernie rozmieszczonymi wewnątrz i łańcuszkami zróżnicowanej wielkości na granicach ziarn 88

J. Dobrzański


ferrytu (rys. 86b). Zaawansowany rozwój procesów pełzania powoduje występowanie w tej stali mieszaniny ferrytu ze skoagulowanymi węglikami w obszarach ferrytycznych, utworzonymi najczęściej z udziałem koalescencji oraz obecność łańcuszków wydzieleń tych węglików na granicach ziarn ferrytu (rys. 86c). Węgliki zidentyfikowane na podstawie obserwacji mikrostruktury w SEM oraz rentgenograficznie, jako przykłady degradacji struktury stali 13CrMo4-5 po długotrwałej eksploatacji, przedstawiono odpowiednio na rysunku 87 i 88, natomiast na rysunku 89 – uogólniony przebieg ewolucji struktury tej stali w wyniku eksploatacji w warunkach pełzania. a)

b)

c)

d)

Rysunek 86. Ferrytyczno-perlityczna struktura stali 13CrMo4-5 po długotrwałej eksploatacji, pow. 2000x (SEM): a) fragmentacja płytek cementytu w perlicie, b) po części skoagulowany cementyt w perlicie, miejscami pozostałości płytek cementytu w perlicie oraz łańcuszki wydzieleń na granicach ziarn ferrytu, c) skoagulowane węgliki w ferrycie oraz łańcuszki wydzieleń na granicach ziarn ferrytu, d) ferryt ze znacznej wielkości wydzieleniami węglików w postaci łańcuszków na granicach ziarn oraz licznymi drobnymi równomiernie rozmieszczonymi wewnątrz ziarn 4. Zmiany strukturalne w badanych stalach podczas eksploatacji w warunkach pełzania

89


a)

M2C

M3C

M3C

500nm

1µm

M3C

b)

200nm

M23C6 M23C6

500nm

500nm

M23C6

M6C 200nm

M2C

200nm

M7C3

Rysunek 87. Struktura stali 14MoV6-3 po długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania (TEM): a) fragmentacja płytek cementytu w obszarach perlitu, koagulacja wydzieleń cementytu w obszarach perlitu i bainitu, wydzielenia węglików na granicach ziarn ferrytu (skład fazowy wydzieleń: M3C + M2C + M23C6) b) skoagulowane wydzielenia o zróżnicowanej wielkości w obszarach poperlitycznych i pobainitycznych, wydzielenia węglików na granicach ziarn tworzące łańcuszki (skład fazowy wydzieleń: M3C+ M23C6 + M7C3 +M2C) 90

J. Dobrzański


a)

M3C (f.gł.) + M7C3 (m.)

b)

M3C (f.gł.) + M2C (m.) + M23C6

(m.)

+ M7C3 (m.) + M6C (b.m.)

Rysunek 88. Przykłady rentgenowskiej analizy dyfrakcyjnej osadu węglików wyizolowanych ze stali 13CrMo4-5 po długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania: a) przez 69 618 h w temperaturze 510°C, b) przez 91 979 h w temperaturze 511°C ((f.gł.) – faza główna; (m.) – mało; (b.m.) – bardzo mało) 4. Zmiany strukturalne w badanych stalach podczas eksploatacji w warunkach pełzania

91


c)

M3C (f.gł.) + M2C (m.) + M7C3 (m.)

d)

M3C (d.) + M23C6 (d.) + M2C (m.) + M7C3 (b.m.)

Rysunek 88. cd. Przykłady rentgenowskiej analizy dyfrakcyjnej osadu węglików wyizolowanych ze stali 13CrMo4-5 po długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania: c) przez 148 054 h w temperaturze 522°C, d) przez 148 054 h w temperaturze 536°C ((f.gł.) – faza główna; (d.) – dużo; (s.) – średnio; (m.) – mało; (b.m.) – bardzo mało) 92

J. Dobrzański


M3C (d.) + M7C3 (s.) + M2C (m.) + M23C6 (b.m.)

Rysunek 88. cd. Przykłady rentgenowskiej analizy dyfrakcyjnej osadu węglików wyizolowanych ze stali 13CrMo4-5 po długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania: e) przez 122 621 h w temperaturze 586°C ((d.) – dużo; (s.) – średnio; (m.) – mało; (b.m.) – bardzo mało) a)

b)

c)

d)

Rysunek 89. Model ewolucji struktury niskostopowej stali ferrytyczno-perlitycznej 13CrMo4-5 w wyniku eksploatacji w warunkach pełzania (bez uszkodzeń wewnętrznych): a) płytki cementytu w perlicie, pojedyncze wydzielenia na granicach i wewnątrz ziarn ferrytu, b) fragmentacja płytek cementytu w perlicie z częściową koagulacją węglików, wydzielenia na granicach ziarn ferrytu miejscami tworzące łańcuszki, c) całkowita koagulacja wydzieleń w perlicie, łańcuszki wydzieleń na granicach ziarn, nieliczne drobne wydzielenia wewnątrz ziarn ferrytu, d) ferryt z wydzieleniami zróżnicowanej wielkości, równomiernie rozmieszczonymi wewnątrz i łańcuszkami zróżnicowanej wielkości na granicach ziarn 4. Zmiany strukturalne w badanych stalach podczas eksploatacji w warunkach pełzania

93


W strukturze niskostopowej stali 14MoV6-3, będącej mieszaniną ferrytu z bainitem, często z udziałem perlitu, po długotrwałej eksploatacji w podwyższonej temperaturze w pierwszym etapie zmiany polegają na nieznacznym rozpadzie bainitu/perlitu. Towarzyszy temu koagulacja wydzieleń M3C w tych obszarach oraz zapoczątkowanie wydzielania węglików typu M23C6 na granicach ziarn ferrytu. Równocześnie wewnątrz ziarn ferrytu następuje wzrost wielkości bardzo drobnych wydzieleń węglików typu MC. Na podstawie wyników rentgenowskiej analizy dyfrakcyjnej oprócz węglika typu M3C ujawniono występowanie węglików typu MC oraz M23C6. Przykłady obrazów struktury charakterystycznych dla pierwszego etapu rozwoju procesów wydzieleniowych w stali 14MoV6-3 obserwowanych w skaningowym mikroskopie a)

b)

c)

d)

Rysunek 90. Struktura stali 14MoV6-3 po długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania (SEM): a) zapoczątkowana koagulacja wydzieleń w bainicie i drobne wydzielenia w ziarnach ferrytu, b) koagulacja wydzieleń w bainicie, liczne, drobne wydzielenia równomiernie rozmieszczone w ferrycie oraz nieliczne znacznej wielkości na granicach ziarn ferrytu, c) prawie całkowity zanik obszarów bainitycznych oraz łańcuszki znaczącej wielkości wydzieleń na granicach ziarn ferrytu, d) skoagulowane węgliki w ferrycie oraz łańcuszki znaczącej wielkości wydzieleń na granicach ziarn ferrytu 94

J. Dobrzański


elektronowym przedstawiono na rysunku 90a, a w transmisyjnym mikroskopie elektronowym – na rysunku 90a. Kolejnym etapem zmian struktury jest znaczny rozpad bainitu i/lub perlitu. W tych obszarach występują skoagulowane wydzielenia M3C o zróżnicowanej wielkości, niektóre dość znacznej. Na granicach ziarn ferrytu występują wydzielenia węglika typu M23C6 tworzące łańcuszki. Równocześnie wewnątrz ziarn ferrytu w dalszym ciągu występują wydzielenia węglika typu MC. Przykłady charakterystycznych obrazów struktury dla tego etapu zmian w tej stali, obserwowanych w SEM przedstawiono na rysunku 90b oraz w TEM na rysunku 91b. Rentgenowska analiza dyfrakcyjna osadu węglików wyizolowanych elektrolitycznie potwierdza a) M23C6

MC

M3C M3C b)

500nm

1µm

500nm

M3C

MC M6C

MC

M23C6

500nm

500nm

500nm

M3C Rysunek 91. Struktura stali 14MoV6-3 po długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania (TEM); a) koagulacja wydzieleń w obszarach bainitycznych, wydzielenia na granicach ziarn ferrytu (skład fazowy wydzieleń: M3C + MC + M23C6), b) skoagulowane wydzielenia zróżnicowanej wielkości w obszarach pobainitycznych, wydzielenia węglików na granicach ziarn tworzące łańcuszki (skład fazowy wydzieleń: M23C6 + M3C+ MC+ M6C) 4. Zmiany strukturalne w badanych stalach podczas eksploatacji w warunkach pełzania

95


a)

MC (d.) + M2C + M23C6

b)

MC (d.) + M2C (d.) + M23C6 + M6C

Rysunek 92. Przykłady rentgenowskiej analizy dyfrakcyjnej osadu węglików wyizolowanych ze stali 14MoV6-3 po długotrwałej eksploatacji warunkach pełzania: a) przez 105 000 h w temperaturze 540°C, b) przez 118 000 h w temperaturze 540°C ((d) – dużo) 96

J. Dobrzański


c)

d)

MC + M3C + M23C6 + M6C

M23C6 + MC + M7C3 + M3C + Mo2C

Rysunek 92. cd. Przykłady rentgenowskiej analizy dyfrakcyjnej osadu węglików wyizolowanych ze stali 14MoV6-3 po długotrwałej eksploatacji warunkach pełzania: c) przez 148 000 h w temperaturze 540°C, d) przez 164 000 h w temperaturze 540°C 4. Zmiany strukturalne w badanych stalach podczas eksploatacji w warunkach pełzania

97


a)

b)

c)

d)

Rysunek 93. Model ewolucji struktury niskostopowej stali bainityczno-ferrytycznej 14MoV6-3 w wyniku eksploatacji w warunkach pełzania (bez uszkodzeń wewnętrznych): a) mieszanina ferrytu z bainitem z udziałem perlitu, b) koagulacja wydzieleń w bainicie, liczne, drobne wydzielenia równomiernie rozmieszczone w ferrycie oraz nieliczne znacznej wielkości na granicach ziarn ferrytu, c) prawie całkowity zanik obszarów bainitycznych oraz łańcuszki znaczącej wielkości wydzieleń na granicach ziarn ferrytu, d) skoagulowane węgliki w ferrycie oraz łańcuszki znaczącej wielkości wydzieleń na granicach ziarn ferrytu występowanie węglika typu M23C6 jako fazy głównej oraz pojawianie się węglika typu M6C, oprócz węglików typu MC oraz typu M3C, którego udział jest już nieznaczny. Końcowym obrazem struktury jest ferryt z dość równomiernie rozmieszczonymi wydzieleniami węglików typu MC i M6C wewnątrz ziarn oraz łańcuszkami znacznych wydzieleń głównie typu M23C6 na ich granicach. Głównym składnikiem fazowym wydzieleń w takim stanie są węgliki typu M6C występujące wraz z węglikami typu M23C6, przy nieznacznym udziale węglików innych typów, jak: MC, M7C3 i M3C, które występują w zależności od warunków eksploatacji. Potwierdzają to wyniki badań rentgenograficznych osadu węglików wyizolowanego elektrolitycznie, których przykłady przedstawiono na rysunku 92. Obraz takiej struktury obserwowanej w SEM przedstawiono na rysunku 90c i d. Na rysunku 93 przedstawiono natomiast uogólniony model ewolucji struktury tej stali w wyniku eksploatacji w warunkach pełzania. Pierwszy etap zmian w strukturze bainityczno-ferrytycznej niskostopowej stali 10CrMo9-10 w wyniku eksploatacji w warunkach pełzania charakteryzuje się nieznacznym rozpadem bainitu, czemu towarzyszy koagulacja wydzieleń węglikowych w tych obszarach i równoczesne wydzielanie się węglików na granicach ziarn ferrytu. Obraz struktury charakterystyczny dla tego etapu zmian w badanej stali cechuje się ponadto segregacją występujących wydzieleń węglikowych. Kolejnym etapem zmian struktury jest intensyfikacja rozpadu bainitu. Wewnątrz obszarów pobainitycznych występują skoagulowane wydzielenia o zróżnicowanej wielkości, niektóre dość znaczne. Na granicach ziarn ferrytu występują wydzielenia tworzące łańcuszki. 98

J. Dobrzański


a)

b)

c)

d)

e)

f)

Rysunek 94. Struktura stali 10CrMo9-10 po długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania (SEM): a) zapoczątkowana koagulacja wydzieleń w bainicie, b) dalsza koagulacja wydzieleń w bainicie, liczne, drobne wydzielenia równomiernie rozmieszczone w ferrycie oraz na granicach ziarn miejscami tworzące łańcuszki, c) dalszy rozwój procesów wydzieleniowych jak w b), d) częściowy zanik obszarów bainitycznych oraz łańcuszki wydzieleń na granicach ziarn ferrytu, e) skoagulowane węgliki w ferrycie oraz łańcuszki znaczącej wielkości wydzieleń na granicach ziarn ferrytu, f) ferryt znacznej wielkości z wydzieleniami węglików wewnątrz i w postaci łańcuszków na granicach ziarn 4. Zmiany strukturalne w badanych stalach podczas eksploatacji w warunkach pełzania

99


a)

M6C M23C6 M3C

M6C M2C

1µm

M23C6

500nm

500nm

b) M6C M6C

500nm

M2C

M6C 500nm

500nm

M23C6 Rysunek 95. Struktura stali 10CrMo9-10 po długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania (TEM): a) koagulacja wydzieleń w obszarach bainitu, wydzielenia na granicach ziarn (skład fazowy wydzieleń: M23C6 + M2C + M6C + M3C) b) skoagulowane wydzielenia zróżnicowanej wielkości w obszarach pobainitycznych, wydzielenia węglików na granicach ziarn tworzące łańcuszki (skład fazowy wydzieleń: M23C6 + M6C + M2C) Równocześnie w badanej stali następuje zmiana typów i udziałów występujących węglików (rys. 94). Końcowym obrazem struktury jest ferryt z dość równomiernie rozmieszczonymi wydzieleniami węglików wewnątrz ziarn oraz łańcuszki znacznych wydzieleń na ich granicach. Głównymi rodzajami wydzieleń w takim stanie są węgliki typu M6C i M23C6 występujące przy nieznacznym udziale węglików innych typów: M2C i M7C3 (rys. 95), co potwierdzono także wynikami badań rentgenograficznych (rys. 96). 100

J. Dobrzański


a)

M3C (s.) + M23C6 (s.) + M2C (s.) + M7C3 (b.m.)

b)

M2C (d.) + M7C3 (d.) + M23C6 (s.) + M3C (m.) + M6C (b.m.)

Rysunek 96. Przykłady rentgenowskiej analizy dyfrakcyjnej osadu węglików wyizolowanych elektrolitycznie ze stali 10CrMo9-10 po długotrwałej eksploatacji warunkach pełzania: a) po równoważnym czasie eksploatacji te530 = 4 400 h, b) po równoważnym czasie eksploatacji te530 = 64 700 h ((d.) – dużo; (s.) – średnio; (m.) – mało; (b.m.) – bardzo mało) 4. Zmiany strukturalne w badanych stalach podczas eksploatacji w warunkach pełzania

101


c)

d)

M23C6 (f.gł.) + M7C3 (d.) + M2C (m.) + M3C (m.) + M6C (m.)

M7C3 (f.gł). + M2C (d.) + M23C6 (m.) + M6C (m.)

Rysunek 96. cd. Przykłady rentgenowskiej analizy dyfrakcyjnej osadu węglików wyizolowanych elektrolitycznie ze stali 10CrMo9-10 po długotrwałej eksploatacji warunkach pełzania: c) po równoważnym czasie eksploatacji te530 >2,5 x 105 h, d) po równoważnym czasie eksploatacji te530 >>2,5 x 105 h ((f.gł.) – faza główna; (d.) – dużo; (m.) – mało) 102

J. Dobrzański


a)

b)

c)

d)

Rysunek 97. Model ewolucji struktury niskostopowej stali bainityczno-ferrytycznej 10CrMo9-10 w wyniku eksploatacji w warunkach pełzania (bez uszkodzeń wewnętrznych): a) mieszanina ferrytu z bainitem, obszary bainitu o nieregularnych kształtach wewnątrz z licznymi drobnymi wydzieleniami węglików, b) koagulacja wydzieleń w bainicie, liczne, drobne wydzielenia równomiernie rozmieszczone w ferrycie oraz na granicach ziarn, miejscami tworzące łańcuszki, c) częściowy zanik obszarów bainitycznych oraz łańcuszki wydzieleń na granicach ziarn ferrytu, d) ferryt znacznej wielkości ze skoagulowanymi wydzieleniami węglików wewnątrz i w postaci łańcuszków na granicach ziarn Uogólniony model ewolucji struktury stali 10CrMo9-10 w wyniku eksploatacji w warunkach pełzania przedstawiono na rysunku 97. W stali wysokostopowej X20CrMoV11-1 o wyjściowej strukturze odpuszczonego martenzytu w temperaturze od 540 do 600°C zachodzą przemiany węglikowe podobne jak w stali niskostopowej, a także wydzielanie faz międzymetalicznych typu Lavesa i Z w odpuszczonym martenzycie. Górna temperatura przydatności stali martenzytycznych do długotrwałej pracy od 100 000 do 200 000 godzin w warunkach pełzania, jest uwarunkowana wystąpieniem podczas pełzania zjawisk, wpływających na spadek umocnienia i plastyczności, w tym rozpadu martenzytu, wydzielania faz międzymetalicznych, koagulacji oraz występowania węglików i faz międzymetalicznych na granicach ziarn (rys. 98d), poligonizacji osnowy α (rys. 99) i zwiększenia wielkości podziarn. Pierwszy etap rozwoju procesów wydzieleniowych przedstawiono na rysunku 98a. Struktura w tym stanie charakteryzuje się nieznacznym rozpadem odpuszczonego martenzytu, związanym z częściowym zanikiem listew martenzytu, wydzieleniami w postaci łańcuszków na granicach ziarn pierwotnego austenitu, nieznacznym wzrostem podziarn oraz udziału i wielkości węglików typu M23C6. Na rysunkach 98b, c przedstawiono obrazy struktury charakteryzujące się znacznym i prawie całkowitym zanikiem odpuszczonego martenzytu, składające się z ferrytu i węglików typu M23C6. W obserwowanej strukturze następuje dalszy wzrost podziarn oraz wzrost wielkości węglików w wyniku ich koagulacji i koalescencji. 4. Zmiany strukturalne w badanych stalach podczas eksploatacji w warunkach pełzania

103


a)

b)

c)

d)

Rysunek 98. Struktura stali X20CrMoV11-1 po długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania (SEM): a) nieznaczny rozpad odpuszczonego martenzytu, b) częściowy rozpad odpuszczonego martenzytu ,łańcuszki wydzieleń na granicach pierwotnego austenitu i na granicach listew; c) powstanie podziarn i wzrost wielkości wydzieleń w wyniku koagulacji i koalescencji, d) struktura ferrytu z wydzieleniami węglików i faz międzymetalicznych znacznej wielkości W ostatnim stadium zmian zachodzących podczas długotrwałego pełzania powstaje struktura ferrytu z węglikami, które ulegają postępującej koagulacji i koalescencji, czemu towarzyszy równoczesny rozrost ziarn ferrytu po rozpadzie martenzytu oraz wydzielanie fazy Lavesa (Fe,Cr,Si)2Mo. Zmiany struktury zachodzące w stali X20CrMoV11-1 podczas długotrwałej eksploatacji zależą nie tyle od czasu, ile przede wszystkim od rzeczywistej temperatury eksploatacji, a w tym szczególnie od przekroczenia wzwyż temperatury obliczeniowej. W konsekwencji tego, w jej strukturze następuje intensyfikacja procesów wydzieleniowych na granicach ziarn pierwotnego austenitu oraz listew martenzytu, sprzyjając wydzielaniu fazy Lavesa (Fe,Cr,Si)2Mo, a następnie rozwój procesów poligonizacji i zanik listwowej struktury martenzytu. Przykłady struktury tej stali po długotrwałej eksploatacji przedstawiono na 104

J. Dobrzański


a)

b)

c)

Rysunek 99. Struktura stali X20CrMoV11-1 po długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania przez ok. 100 000 godzin (TEM): a, c –- struktura, b – dyfrakcja elektronowa z węglika zaznaczonego na rys. c rysunku 99. Rentgenograficznie potwierdzono skład wydzieleń po zakończeniu procesów wyczerpania struktury, zawierających węgliki typu M23C6 i MC oraz fazę Lavesa (Fe,Cr,Si)2Mo [50]. Na rysunku 98d przykładowo przedstawiono ponadto wyniki badań struktury materiału wężownic przegrzewacza pary po długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania wykonanych z tej stali. Przy całkowitym zaniku odpuszczonego martenzytu i zaniku listew martenzytu, występują subziarna. Na ich granicach i granicach ziarn pierwotnego austenitu obserwuje się łańcuszki zróżnicowanej wielkości wydzieleń, niektórych znacznej wielkości. Wydzielenia te są efektem koagulacji i rozrostu w wyniku długotrwałego działania temperatury i naprężenia w czasie. Występująca w tej stali po długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania substruktura i ciągła siatka węglików, nie występujące w jej stanie wyjściowym, są przyczyną utraty ciągliwości tej stali. Na podstawie opisanych uprzednio wyników badań metalograficznych, badań dyfrakcyjnych wykonanych na cienkich foliach w transmisyjnym mikroskopie elektronowym, a szczególnie na podstawie wyników rentgenowskiej jakościowej analizy fazowej osadu węglików wyizolowanego elektrolitycznie z badanych stali w stanie wyjściowym i po długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania, stwierdzono różnoraki przebieg procesów wyczerpania, związany odpowiednio z przemianami węglików „in situ” oraz z niezależnym wydzielaniem węglików w miejsce innych, które uprzednio uległy rozpuszczeniu w osnowie. Wyniki 4. Zmiany strukturalne w badanych stalach podczas eksploatacji w warunkach pełzania

105


a)

M23C6

b)

M23C6

Rysunek 100. Przykłady rentgenowskiej analizy dyfrakcyjnej osadu węglików wyizolowanych elektrolitycznie ze stali X20CrMoV11-1: a) w stanie wyjściowym, b) po długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania przez około 130 000 godzin 106

J. Dobrzański


a)

Granice ziarn pierwotnego austenitu

b)

c)

Fazy międzymetaliczne

d)

Granice listew

Rysunek 101. Model ewolucji struktury wysokochromowej stali martenzytycznej X20CrMoV11-1 w wyniku eksploatacji w warunkach pełzania (bez uszkodzeń wewnętrznych): a) martenzyt odpuszczony z drobnymi wydzieleniami węglików typu M23C6, głównie na granicach listew oraz na granicach ziarn pierwotnego austenitu, b) częściowy zanik listew martenzytu, wydzielenia w postaci łańcuszków na granicach ziarn pierwotnego austenitu, powstawanie subziarn, c) zanik odpuszczonego martenzytu, ferryt i węgliki typu M23C6, dalszy wzrost podziarn oraz wielkości węglików w wyniku ich koagulacji i koalescencji, d) struktura ferrytu z węglikami, które ulegają postępującej koagulacji i koalescencji czemu towarzyszy równoczesny rozrost ziarn ferrytu po rozpadzie martenzytu oraz wydzielanie fazy Lavesa rentgenowskiej analizy dyfrakcyjnej osadu węglików wyizolowanych elektrolitycznie ze stali X20CrMoV11-1 w stanie wyjściowym oraz po eksploatacji w warunkach pełzania przez ponad 130 000 godzin przedstawiono na rysunku 100. Stwierdzono występowanie węglika typu M23C6, którego udział wzrasta wraz ze wzrostem degradacji struktury stali w wyniku długotrwałego pełzania. Wydłużenie eksploatacji w tych warunkach powoduje występowanie wydzieleń typu MX w niewielkim udziale, a w przypadku jeszcze dłuższego czasu eksploatacji – także fazy Lavesa (Fe,Cr,Si)2Mo [50]. Uogólniony model ewolucji struktury stali X20CrMoV11-1 w wyniku eksploatacji w warunkach pełzania przedstawiono na rysunku 101. W tablicy 13 przedstawiono natomiast, ustalone na podstawie wyników wymienionych badań, sekwencje przemian węglikowych, właściwe dla każdej z badanych stali w warunkach długotrwałej eksploatacji, aż do całkowitego wyczerpania struktury, czyli stanu w którym nie rejestruje się już żadnych procesów wydzieleniowych lub przemian węglikowych w badanych stalach. Rozpatrując skład fazowy badanych stali po eksploatacji, należy zdawać sobie sprawę, że jest on czułym indykatorem stanu zaawansowania procesów wyczerpania każdej z badanych stali i z tego względu odgrywa bardzo istotną rolę w procesach diagnozowania instalacji energetycznych wykonanych z tych stali oraz skutecznego prognozowania czasu ich dalszej bezpiecznej eksploatacji lub podejmowania decyzji o ich wyłączeniu z użytkowania. 4. Zmiany strukturalne w badanych stalach podczas eksploatacji w warunkach pełzania

107


Tablica 13. Sekwencje przemian węglikowych właściwe dla każdej z badanych stali w warunkach długotrwałej eksploatacji, ustalone na podstawie wyników badań metalograficznych, badań dyfrakcyjnych cienkich folii w transmisyjnym mikroskopie elektronowym oraz rentgenowskiej jakościowej analizy fazowej Lp.

Badane stale

1.

16Mo3

2.

13CrMo4-5

3.

14MoV6-3

4.

10CrMo9-10

5.

X20CrMoV11-1

Sekwencje przemian wydzieleń M3C→M3C+ M2C→M3C+ M2C +(grafit) M3C+(M2C) →M3C+ M2C +M23C6→M23C6+M2C+M3C→ M23C6+ M7C3+M6C→ M6C +M23C6 M3C+MC →M3C+MC+M23C6→M23C6+MC+M3C→ →M23C6+MC+(M7C3)+M6C→ M6C+MC+M23C6+(M7C3) M3C+M2C+(M23C6)→M3C+M2C+M23C6→M23C6+M2C+M3C→ →M23C6+M7C3+M6C+M2C→M6C+M23C6+(M2C)+(M7C3) M23C6→M23C6↑ → M23C6↑↑ + MX → → M23C6↑↑↑ +MX + faza Lavesa (Fe,Cr,Si)2Mo

Opisane zjawiska decydujące o wyczerpaniu badanych stali nieuchronnie prowadzą do rozwoju uszkodzeń wewnętrznych i poprzez mikro- i makropęknięcia do złomu materiału i całkowitej destrukcji eksploatowanego elementu konstrukcyjnego. Dominującym mechanizmem pękania podczas pełzania w praktyce eksploatacyjnej elementów kotłów energetycznych wykonanych z badanych stali jest pękanie międzykrystaliczne kawitacyjne. Szczegółowe badania związanych z tym zjawisk wykonano porównawczo na czterech spośród badanych stali, tj. 16Mo3 i 13CrMo4-5 o strukturze ferrytyczno-perlitycznej, 14MoV6-3 o strukturze ferrytyczno-perlityczno-bainitycznej i X20CrMoV11-1 o strukturze odpuszczonego martenzytu. Badania metalograficzne stali 16Mo3 i 13CrMo4-5 o strukturze ferrytyczno-perlitycznej w stanie wyjściowym i po różnym okresie eksploatacji w warunkach pełzania (rys. 102-113), wskazują że zapoczątkowanie procesu uszkodzenia jest związane z generowaniem pustek na granicach ziarn rozmieszczonych w większości przypadków pod katem 45 lub 90º względem osi działającego naprężenia rozciągającego (rys. 102, 104), wobec czego należy sądzić, że przyczyną ich zarodkowania jest poślizg po granicach ziarn. Zarodkowanie pustek podczas pełzania może być związane również z oddziaływaniem uskoków na granicach ziarn lub częściej z dekohezją materiału na granicy międzyfazowej osnowy z cząstkami wydzieleń węglikowych lub wtrąceń niemetalicznych (rys. 102, 105). Kolejnym etapem międzykrystalicznego pękania kawitacyjnego jest wzrost pustek, chociaż ze względu na ich małe rozmiary trudno jest obserwować zarodki pustek (rys. 102, 104). 108

J. Dobrzański


a)

b)

Rysunek 102. Pustki na granicach ziarn w stali 16Mo3 po długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania: a) pojedyncze pustki, zarodkowanie pustki na wtrąceniu międzymetalicznym, b) pustki ukierunkowane (niewiele pustek) a)

b)

c)

d)

Rysunek 103. Rozwój pękania kawitacyjnego w stali 16Mo3 po długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania: a) pustki ukierunkowane, b) łańcuszki pustek na granicach ziarn ferrytu – koalescencja pustek, c) powierzchniowe szczeliny międzykrystaliczne obejmujące pojedyncze ziarna, d) powierzchniowe szczeliny międzykrystaliczne obejmujące co najmniej kilka ziarn 4. Zmiany strukturalne w badanych stalach podczas eksploatacji w warunkach pełzania

109


σ

3µm

Rysunek 104. Pojedyncze pustki nieregularnie rozmieszczone na granicach ziarn ferrytu w stali 13CrMo4-5

5µm

Rysunek 105. Pustki na granicy międzyfazowej osnowa–wtrącenie niemetaliczne w stali 13CrMo4-5 po długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania

σ

10 µm

Rysunek 106. Ukierunkowane pustki na granicach ziarn w stali 13CrMo4-5 po długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania 110

J. Dobrzański


3µm

Rysunek 107. Łańcuszki pustek na granicach ziarn w stali13CrMo4-5 po długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania oraz schemat powstawania i rozwoju powierzchniowych szczelin międzykrystalicznych przy pełzaniu według modelu Sklenički-Saxla [485, 486]

1µm

Rysunek 108. Koalescencja pustek w stali 13CrMo4-5 po długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania Wzrost pustek następuje w wyniku działania mechanizmów zarówno dyfuzyjnego jak i odkształceniowego, najczęściej ze sobą współdziałających. W następnym etapie pustki występują w postaci charakterystycznego układu łańcuszków na granicach ziarn (rys. 103, 107). Potwierdzono w ten sposób mechanizm styczny koalescencji pustek zaproponowany przez Skleničkę i Saxla [485, 486] decydujący o dekohezji granic ziarn i związany z nasileniem poślizgu po granicach ziarn. W wyniku tego mechanizmu intensyfikuje się zarodkowanie nowych pustek i ich szybki wzrost, przyspieszając koalescencję pustek, które powstały wcześniej. Pustki stykając się ze sobą (rys. 103, 107) łączą się (rys. 103, 108), a faza propagacji szczeliny związana jest z zarodkowaniem i wzrostem pustek przed jej czołem oraz następnym ich łączeniem 4. Zmiany strukturalne w badanych stalach podczas eksploatacji w warunkach pełzania

111


Rysunek 109. Powierzchniowe szczeliny międzykrystaliczne obejmujące jedno ziarno w stali 13CrMo4-5 po długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania oraz schemat modelu powstawania i rozwoju powierzchniowych szczelin międzykrystalicznych przy pełzaniu według Sklenički-Saxla [485, 486]

3µm

Rysunek 110. Powierzchniowe szczeliny międzykrystaliczne w stali 13CrMo4-5 po długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania oraz schemat modelu powstawania i rozwoju powierzchniowych szczelin międzykrystalicznych przy pełzaniu według Slenički-Saxla [485, 486] się ze szczeliną zgodnie z modelem zaproponowanym przez Wilkinsona, Raja i Baika [487, 488]. Zjawiska te są właściwe dla wzrostu i koalescencji wygenerowanych pustek (rys. 103 i 108) i inicjacji drobnych powierzchniowych pęknięć międzykrystalicznych w mikrobszarach o powierzchni nie większej niż granica jednego ziarna (rys. 103, 109 i 110), w wyniku tego że mostki materiału między pustkami ulegają intensywnemu odkształceniu plastycznemu, a w konsekwencji tracą zdolność do tego odkształcenia. Z kolei tworzą się powierzchniowe pęknięcia międzykrystaliczne, obejmujące powierzchnię kilku lub kilkunastu ziarn (rys. 103, 111), a w konsekwencji znacznie większą powierzchnię granic wielu ziarn. 112

J. Dobrzański


10µm

Rysunek 111. Powierzchniowe szczeliny międzykrystaliczne obejmujące co najmniej kilkanaście ziarn, występujące w stali 13CrMo4-5 po długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania

50µm

Rysunek 112. Makropęknięcia w strukturze stali 13CrMo4-5 po długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania Występowanie pęknięć przekraczających powierzchnię granicy jednego ziarna jest właściwe dla początków stanu pękania międzykrystalicznego kawitacyjnego podczas pełzania. Stan ten związany jest z wzajemnym oddziaływaniem uszkodzeń występujących w różnych miejscach materiału pracującego w warunkach pełzania i z rozwojem pęknięć makroskopowych (rys. 103, 112). Proces inicjacji szczelin przebiega szybciej w pobliżu powierzchni zewnętrznej, niż w strefie przy powierzchni wewnętrznej materiału elementów rurociągów eksploatowanych w warunkach pełzania, natomiast w materiale komór i kolektorów inicjacja i rozwój nieciągłości rozpoczyna się od strony powierzchni wewnętrznej. 4. Zmiany strukturalne w badanych stalach podczas eksploatacji w warunkach pełzania

113


a)

2µm

b)

1µm

c)

1µm

Rysunek 113. Zarodkowanie szczelin klinowych na styku trzech ziarn w stali 13CrMo4-5 po długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania w zależności od kierunków poślizgu po granicach ziarn wskazanych przez strzałki Obserwacje metalograficzne i fraktograficzne przełomów uzyskiwanych w temperaturze ciekłego azotu ujawniły również przypadki międzykrystalicznego pękania szczelinowego, związanego z zarodkowaniem, wzrostem i łączeniem się szczelin klinowych występujących na stykach trzech ziarn (rys. 113) według mechanizmu Changa i Granta [489] wymagającego 114

J. Dobrzański


a)

b)

Rysunek 114. Pustki na granicach ziarn w stali 14MoV6-3 po długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania: a) pojedyncze pustki, b) pustki ukierunkowane a)

b)

c)

d)

Rysunek 115. Rozwój pękania kawitacyjnego w stali 14MoV6-3 po długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania: a, b) łańcuszki pustek na granicach ziarn ferrytu-koalescencja pustek, c) powierzchniowe szczeliny międzykrystaliczne obejmujące pojedyncze ziarna, d) powierzchniowe szczeliny międzykrystaliczne obejmujące co najmniej kilka ziarn 4. Zmiany strukturalne w badanych stalach podczas eksploatacji w warunkach pełzania

115


poślizgu po granicach ziarn. Uszkodzenie stali 14MoV6-3 o strukturze ferrytyczno-perlityczno-bainitycznej w stanie wyjściowym, po długotrwałej eksploatacji w różnych warunkach pełzania, jak wskazują metodycznie wykonane badania metalograficzne, postępuje według poprzednio opisanych mechanizmów pękania kawitacyjnego. Na rysunku 114 przedstawiono struktury stali 14MoV6-3 obserwowane w skaningowym mikroskopie elektronowym. Proces rozpoczyna się zarodkowaniem pojedynczych pustek, które są nierównomiernie rozmieszczone w bainityczno-ferrytycznej strukturze badanej stali (rys. 114a). Wraz z rozwojem procesu niszczenia na granicach ziarn ferrytu występuje nieznaczna koncentracja pustek (rys. 114b). Z kolei na granicach ziarn ferrytu występują pustki ukierunkowane prostopadle lub pod kątem 45º do kierunku głównego naprężenia, by utworzyć charakterystyczny układ łańcuszków pustek na granicach ziarn ferrytu (rys. 115a). Prowadzi to do koalescencji pustek na granicach ziarn ferrytu (rys. 115a, b) i tworzenia międzykrystalicznych pęknięć obejmujących początkowo jedno ziarno (rys. 115c), a następnie powstają pęknięcia międzykrystaliczne obejmujące granice kilku ziarn (rys. 115d), co jest dowodem na rozpoczęcie katastroficznego pękania całego materiału w wyniku intensywnego przebiegu procesu pełzania badanej stali. Dominującym mechanizmem pękania stali X20CrMoV11-1 o strukturze martenzytycznej podczas długotrwałego pełzania jest pękanie międzykrystaliczne kawitacyjne związane z generowaniem pustek na granicach listew martenzytu i ziarn austenitu pierwotnego, jak również na granicy międzyfazowej osnowa–wydzielenie lub osnowa–wtrącenie, ich wzrostem i koalescencją, tworzeniem się szczelin w obszarach nie większych niż granice jednego ziarna i następnie mikropęknięć obejmujących obszar więcej niż jednego ziarna (rys. 116-118). Zarodkowanie pustek podczas pełzania stali o strukturze odpuszczonego martenzytu w stanie wyjściowym może być związane z dekohezją materiału na granicy międzyfazowej osnowy z cząstkami wydzieleń węglików lub wtrąceń niemetalicznych (rys. 116a). Pustki najczęściej zarodkują na granicach ziarn pierwotnego austenitu (rys. 116b) i listew martenzytu (rys. 116c) zorientowanych względem osi głównego naprężenia pod kątem 45° lub prostopadle, które w kolejnych etapach ulegają wzrostowi, by następnie łączyć się w łańcuszki na granicach ziarn pierwotnego austenitu (rys. 117a). Pustki stykając się ze sobą i łącząc podlegają koalescencji, inicjując drobne powierzchniowe pęknięcia międzykrystaliczne (rys. 117b). Mostki materiału pozostałe pomiędzy połączonymi pustkami ulegają intensywnemu odkształceniu plastycznemu, a po utracie zdolności do tego odkształcenia tworzą powierzchniowe szczeliny międzykrystaliczne obejmujące początkowo jedno (rys. 118a), z kolei kilka, 116

J. Dobrzański


a)

b)

c)

Rysunek 116. Zarodkowanie pustek w stali martenzytycznej X20CrMoV11-1 po długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania: a) na granicy międzyfazowej (faza α–wtrącenia), b) pojedyncze pustki nierównomiernie rozmieszczone na granicach ziarn pierwotnego austenitu, c) pojedyncze pustki nierównomiernie rozmieszczone na granicach listew martenzytu a)

b)

Rysunek 117. Rozwój pustek w stali X20CrMoV11-1 po długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania: a) łańcuszki pustek na granicach ziarn pierwotnego austenitu, b) koalescencja pustek na granicach listew martenzytu 4. Zmiany strukturalne w badanych stalach podczas eksploatacji w warunkach pełzania

117


a)

b)

Rysunek 118. Szczeliny międzykrystaliczne w stali X20CrMoV11-1 po długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania: a) obejmujące granice jednego ziarna, b) obejmujące granice co najmniej kilkunastu ziarn pierwotnego austenitu a)

b)

Rysunek 119. Porównanie przełomów próbek udarnościowych stali 14MoV6-3 (SEM): a) po ok. 100 000 godzin eksploatacji (przełom transkrystaliczny kruchy), KV = 26 J, b) po ok. 200 000 godzin eksploatacji (przełom transkrystaliczny kruchy), KV = 8 J a następnie kilkanaście ziarn, a w konsekwencji tworząc mikropęknięcia (rys. 118b). Obecność uszkodzeń wewnętrznych niezależnie od stopnia zaawansowania zmian struktury decyduje o obniżaniu przydatności stali do dalszej eksploatacji. Wykonane badania fraktograficzne przełomów próbek udarnościowych wykazują istotne różnice między stanem wyjściowym, gdy przełom jest ciągliwy, a na dnie widocznych jamek występują wydzielenia węglików bądź najpewniej także wtrącenia niemetaliczne, gdy przełom próbek udarnościowych pobranych ze stali po długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania jest zdominowany przez przełom łupliwy. Wówczas pękanie niskostopowych stali o wyjściowej strukturze ferrytyczno-perlitycznej lub ferrytyczno-bainitycznej następuje zarówno na 118

J. Dobrzański


a)

b)

Rysunek 120. Porównanie przełomów próbek udarnościowych stali X20CrMoV11-1 (SEM): a) w stanie wyjściowym (przełom plastyczny), KV = 117 J, b) po ok. 100 000 godzin eksploatacji (przełom międzykrystaliczny kruchy), KCV = 24 J granicach ziarn ferrytu, jak i transkrystalicznie. Charakterystyczne przykłady takich przełomów próbek ze stali 14MoV6-3 po eksploatacji przez ok. 100 000 i ok. 200 000 godzin pokazano na rysunku 119. Pękanie wysokochromowej stali X20CrMoV11-1 o wyjściowej strukturze odpuszczonego martenzytu, podczas eksploatacji następuje zarówno na granicach ziarn pierwotnego austenitu jak również transkrystalicznie, co pokazano na rysunku 120. Zjawiska rozwoju uszkodzeń wewnętrznych prowadzą każdorazowo do złomu materiału i całkowitej destrukcji eksploatowanego elementu konstrukcyjnego. Zagrożenie tego typu awarią zmusza do precyzyjnych inspekcji i śledzenia rozwoju procesów pękania, a zwłaszcza do ustalenia z góry kiedy nastąpi moment krytyczny, wykluczający dalszą eksploatację, ze względu na niebezpiecznie duże ryzyko wystąpienia awarii. Analiza procesów degradacji badanych stali w warunkach eksploatacji, wśród czynników strukturalnych obejmuje zatem oddziaływanie podwyższonej temperatury i naprężenia, w relatywnie długim czasie, a zwłaszcza podczas eksploatacji, na generowanie porów, pustek i mikropęknięć, utratę ciągłości materiału, a w końcu na całkowite zniszczenie elementu konstrukcyjnego. Tożsamość stwierdzonych mechanizmów uszkodzenia we wszystkich badanych stalach o tak zróżnicowanej strukturze wyjściowej, upoważnia do uogólnień w tym zakresie, a porównawczo wykonane badania dla wszystkich pozostałych badanych stali, w celu sklasyfikowania występujących uszkodzeń w zależności od temperatury, naprężenia i czasu eksploatacji w warunkach pełzania, potwierdzające poprawność dokonanego wnioskowania, stanowią jeden z istotnych elementów 4. Zmiany strukturalne w badanych stalach podczas eksploatacji w warunkach pełzania

119


w trakcie podejmowania decyzji diagnostycznych, co do prognozowania czasu dalszej bezpiecznej eksploatacji analizowanych elementów instalacji energetycznych wykonanych z tych stali lub podejmowania decyzji o ich wyłączeniu z użytkowania. Niezbędną informacją w ocenie stanu materiału jest znajomość zmian w strukturze badanych materiałów po długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania na grubości ścianki badanych elementów. Informacja ta jest szczególnie istotna gdy ocenę stanu materiału dokonuje się na podstawie badań nieniszczących wykonywanych metodą replik pobieranych z powierzchni zewnętrznej elementu. W przypadku elementów cienkościennych, do których należy zaliczyć wężownice przegrzewaczy pary, nie zaobserwowano istotnych zmian w strukturze na grubości elementów i problem ten ich nie dotyczy. Natomiast dla materiałów elementów grubościennych, takich jak: komory, kolektory, schładzacze oraz główne i komunikacyjne rurociągi parowe, ta różnica może się pojawić. Jest ona sumarycznym skutkiem stanu wyjściowego i długotrwałej eksploatacji. Ewentualnych różnic należy oczekiwać w pierwszej kolejności w obszarach największego wytężenia tych elementów. Ze względu na charakter obciążeń w przypadku elementów grubościennych przegrzewacza pary większej degradacji należy spodziewać się po stronie wewnętrznej, a elementów rurociągów od strony zewnętrznej. W praktyce konieczna jest znajomość wielkości tych różnic. Badania różnic w strukturze materiałów tych elementów prowadzone są na litych próbkach pobieranych w dwojaki sposób. Jednym ze sposobów jest pobieranie wycinków z elementów wycofanych z eksploatacji bądź wycinków pobranych przed wymaganą naprawą elementu. Innym stosowanym sposobem jest pobieranie metodą trepanacji tzw. „korków” z pełnej grubości elementów będących w eksploatacji. Wieloletnie badania autora prowadzone w tym zakresie na materiałach elementów z niskostopowych stali 16Mo3, 13CrMo4-5 i 10CrMo9-10, 14MoV6-3 oraz z wysokochromowej stali X20CrMoV11-1 świadczą, że degradacja ich struktury i niszczenie przebiegają w sposób bardzo zróżnicowany w zależności od rodzaju elementu i jego rzeczywistych warunków pracy. Pierwsza analizowana grupa to grubościenne elementy przegrzewaczy pary, do których należy zaliczyć komory, kolektory i schładzacze pary wykonane ze stali 16Mo3, 13CrMo4-5 i 10CrMo9-10. Nie zaobserwowano wyraźnych różnic w obrazie struktury i poziomie odpowiadającej jej twardości na grubości elementów pracujących w warunkach, w których występują stacjonarne obciążenia cieplne, a więc głównie komorach i kolektorach zbiorczych. 120

J. Dobrzański


a)

b)

Rysunek 121. Struktura ferrytyczno-perlityczna materiału płaszcza komory ze stali 13CrMo4-5 po 202 000 godzin eksploatacji (SEM; gn = 24 mm): a) od wewnętrznej strony płaszcza komory, b) od zewnętrznej strony płaszcza komory Wybrane przykłady materiału komór po eksploatacji w takich warunkach przez ponad 200 000 godzin w temperaturze znacznie wyższej od granicznej ze stali 13CrMo4-5 pokazano na rysunku 121 oraz ze stali 10CVrMo9-10 na rysunku 122. Materiał komory ze stali 13CrMo4-5 charakteryzuje się strukturą ferrytyczno-perlityczną z wydzieleniami na granicach ziarn ferrytu, tworzącymi miejscami łańcuszki. Zaobserwowano różnice w postaci cementytu w perlicie, którego płytki w badanym materiale po stronie wewnętrznej są mocniej sfragmentaryzowane i dość znacznie skoagulowane. Twardość jest niższa po stronie wewnętrznej o 25 jednostek od zmierzonej po stronie zewnętrznej i wynosi 145 HV10. Natomiast materiał komory ze stali 10CrMo9-10 charakteryzuje się strukturą ferrytycznobainityczną z drobnymi wydzieleniami na granicach ziarn ferrytu tworzącymi miejscami łańcuszki oraz ziarnami ferrytu z licznymi, drobnymi, równomiernie rozmieszczonymi wewnątrz wydzieleniami węglików. Nie zaobserwowano istotnych różnic w postaci częściowo lub 4. Zmiany strukturalne w badanych stalach podczas eksploatacji w warunkach pełzania

121


a)

b)

Rysunek 122. Struktura ferrytyczno-banityczna materiału płaszcza komory ze stali 10CrMo9-10 po 202 000 godzin eksploatacji (SEM; gn = 52 mm): a) od wewnętrznej strony płaszcza komory, b) od zewnętrznej strony płaszcza komory nieznacznie skoagulowanych węglików w obszarach bainitu. Twardość jest niższa po stronie wewnętrznej o 10 jednostek od zmierzonej po stronie zewnętrznej i wynosi 153 HV10. Struktura materiałów, zgodnie z opracowaną i przedstawioną w rozdziale 5 monografii klasyfikacją, na grubości nie różni się więcej niż o pół klasy dla wszystkich badanych i pracujących w takich warunkach elementów części ciśnieniowej kotła. Podobnie zachowuje się materiał komór wykonanych ze stali X20CrMoV11-1 pracujących w podobnych warunkach. Przykład oceny stanu materiału komory z tej stali po około 108 000 godzin eksploatacji pokazano na rysunku 123. Twardość materiału na powierzchni zewnętrznej i wewnętrznej badanej komory ze stali X20CrMoV11-1 jest porównywalna i wynosi od 240 do 250 HV10. Strukturę stanowi odpuszczony martenzyt z zachowanym układem listwowym (iglastym). Zauważalne różnice w mikrostrukturze badanego materiału zostały ocenione na pół klasy. Po stronie wewnętrznej występują liczniejsze i większe, niż po stronie 122

J. Dobrzański


a)

b)

Rysunek 123. Struktura odpuszczonego martenzytu z zachowanym układem listwowym materiału płaszcza komory ze stali X20CrMoV11-1 po 108 000 godzin eksploatacji (SEM; gn = 40 mm): a) od wewnętrznej strony płaszcza komory, b) od zewnętrznej strony płaszcza komory a)

b)

Rysunek 124. Struktura ferrytu z węglikami materiału płaszcza komory ze stali 16Mo3 po 230 000 godzin eksploatacji (SEM; gn = 22,5 mm): a) od wewnętrznej strony płaszcza komory, b) od zewnętrznej strony płaszcza komory zewnętrznej, wydzielenia węglików na granicach bloków martenzytu oraz na granicach ziarn pierwotnego austenitu. Większe różnice w poziomie degradacji struktury na grubości ścianki materiału stwierdza się w płaszczach komór i schładzaczy wykonanych ze stali 16Mo3, 13CrMo4-5 i 10CrMo9-10, w których występują niestacjonarne obciążenia cieplne, cykliczne i gradientowe po stronie wewnętrznej w stosunku do strony zewnętrznej. Przykład taki dla stali 16Mo3 pokazano na rysunku 124. Twardość strefy wewnętrznej wynosi 125 HV10 i jest mniejsza o maksymalnie 10 jednostek od twardości przy powierzchni zewnętrznej. Strukturę stanowi ferryt z węglikami na granicach i wewnątrz ziarn. Stwierdzone różnice w mikrostrukturze badanego materiału 4. Zmiany strukturalne w badanych stalach podczas eksploatacji w warunkach pełzania

123


a)

b)

Rysunek 125. Struktura ferrytyczno-bainityczna materiału płaszcza komory ze stali 10CrMo9-10 po 120 000 godzin eksploatacji (SEM; gn = 60 mm): a) od wewnętrznej strony płaszcza komory, ferryt z pozostałością bainitu, b) od zewnętrznej strony płaszcza komory, bainit po części skoagulowany + ferryt zostały ocenione na jedną klasę. Po stronie wewnętrznej na granicach ziarn ferrytu występują wydzielenia węglików w postaci łańcuszków, liczniejsze i większe niż po stronie zewnętrznej, a ponadto wewnątrz ziarn występują dość równomiernie rozmieszczone wydzielenia węglików zróżnicowanej wielkości. Natomiast po stronie zewnętrznej, oprócz występujących łańcuszków na granicach ziarn oraz nielicznych, nierównomiernie rozmieszczonych w pozostałych ziarnach ferrytu, zaobserwowano w obszarach poperlitycznych liczne, niewielkie, nierównomiernie rozmieszczone wydzielenia. Podobne różnice jednej klasy w strukturze ilustruje rysunek 125 dla materiału płaszcza komory wylotowej wykonanej ze stali 10CrMo9-10 po 120 000 godzin eksploatacji. Strukturą materiału po stronie wewnętrznej jest ferryt z pozostałościami bainitu i łańcuszkami wydzieleń na granicach ziarn. Struktura materiału płaszcza od strony zewnętrznej różni się postacią obszarów bainitu, w którym procesy zmian są mniej zaawansowane, a twardość wynosząca 149 HV10 jest wyższa o ok. 15 jednostek od twardości materiału po stronie wewnętrznej. Charakter obciążeń w przypadku elementów rurociągów powoduje, że większej degradacji struktury i zapoczątkowania procesów wewnętrznych uszkodzeń należy oczekiwać od strony zewnętrznej. W praktyce konieczna jest znajomość wielkości tych różnic. Wyniki takich badań oraz ich analiza z punktu widzenia miejsc występowania nieciągłości i stopnia rozwoju uszkodzeń wewnętrznych jest istotnym elementem wykorzystywanym w analizie numerycznej (MES) [539, 540]. Przykłady wyników niszczących badań metalograficznych i oceny stanu wewnętrznych uszkodzeń w kolanie rurociągu komunikacyjnego ze stali 13CrMo4-5 po 124

J. Dobrzański


Rysunek 126. Zakres występowania klas uszkodzeń wewnętrznych w materiale na grubości elementów rurociągów pracujących w warunkach pełzania: a) kolana rurociągu komunikacyjnego ze stali 13CrMo4-5 po 125 000 godzin eksploatacji, wykazującego na powierzchni zewnętrznej uszkodzenia klasy C, b) kolana rurociągu pary świeżej ze stali 14MoV6-3 po 200 000 godzin eksploatacji, wykazującego na powierzchni zewnętrznej uszkodzenia klasy B 125 000 godz. eksploatacji oraz w kolanie głównego rurociągu pary świeżej ze stali 14MoV6-3 po 200 000 godzin eksploatacji przedstawiono na rysunku 126. Udział poszczególnych klas uszkodzeń na grubości elementu może się jednak różnić w zależności od rzeczywistego stanu naprężeń panującego w badanym elemencie. Przedstawione przykłady należy uznać za najbardziej typowe dla stanu identyfikowanej klasy uszkodzeń po stronie zewnętrznej badanego elementu, zgodnie z klasyfikacją przedstawioną w rozdziale 5 monografii.

4. Zmiany strukturalne w badanych stalach podczas eksploatacji w warunkach pełzania

125


5. Aplikacja metod sztucznej inteligencji do wspomagania oceny stanu uszkodzenia stali pracujących w warunkach pełzania Dążenie do potwierdzenia tezy niniejszej monografii, dotyczącej obiektywizacji oceny trwałości materiału pracującego w warunkach pełzania z wykorzystaniem zespołu materiałoznawczych metod i technik badawczych, w tym badań metalograficznych i badań własności mechanicznych, skłoniła autora do poszukiwań możliwości wykorzystania dostępnych metod obliczeniowych do poprawy skuteczności dokonywanych analiz i ocen. Dla prognozowania trwałości resztkowej elementów instalacji energetycznych i opracowania autorskiej metodologii rozwiązania tego problemu, autor podjął współpracę z Zakładem Technologii Procesów Materiałowych, Zarządzania i Technik Komputerowych w Materiałoznawstwie Politechniki Śląskiej w Gliwicach, który od wielu lat jako jeden z licznych ośrodków badawczych wykorzystuje metody sztucznej inteligencji w obszarze inżynierii materiałowej i komputerowej nauki o materiałach, będącej jedną z jej specjalności [491-505]. Sztuczne sieci neuronowe są bowiem efektywnym i uniwersalnym narzędziem [491], stosowanym między innymi do selekcji materiałów inżynierskich [505-509], optymalizacji procesu produkcyjnego i technologicznego zapewniającego pożądany zestaw ich własności [510-522], predykcji tych własności [523-534], oraz do oceny stopnia uszkodzenia materiałów w wyniku eksploatacji [535-538]. Efektem wymienionych prac własnych, wykonanych głównie we współpracy z M. Sroką [6077], jest opracowanie metodyki zautomatyzowanej komputerowej klasyfikacji stanu wewnętrznych uszkodzeń w materiałach elementów ciśnieniowych instalacji energetycznych pracujących w warunkach pełzania, umożliwiającej zobiektywizowanie, przyspieszenie i poprawę skuteczności prognozowania trwałości resztkowej tych elementów. Źródłem informacji o strukturze materiału i procesach w nim zachodzących są zarejestrowane obrazy struktur metalograficznych w formie elektronicznej, które zapisano w formacie map bitowych o 256 odcieniach szarości, uzyskiwane metodami mikroskopii świetlnej, elektronowej mikroskopii transmisyjnej, a zwłaszcza skaningowej, przekształcone do jednolitego formatu i rozmiaru. Obecność uszkodzeń wewnętrznych w strukturze stali oraz stopień zaawansowania ich rozwoju określa przydatność materiału do dalszej eksploatacji oraz umożliwia wyznaczanie trwałości resztkowej, określającej czas dalszej bezpiecznej eksploatacji elementów instalacji energetycznych. Opracowana metodyka automatycznej klasyfikacji stanu uszkodzeń wewnętrznych w niskostopowych stalach pracujących w warunkach pełzania, z użyciem metod sztucznej 126

J. Dobrzański


inteligencji i komputerowej analizy obrazu oraz następnej predykcji na tej podstawie czasu dalszej bezpiecznej eksploatacji elementów instalacji energetycznych, zapewnia powtarzalność podejmowanych decyzji, w odróżnieniu od tradycyjnej, lecz z konieczności subiektywnej klasyfikacji tych uszkodzeń przez ekspertów, różniących się zwykle pomimo bardzo dobrej znajomości zagadnienia oraz ich wysokich, lecz zróżnicowanych kwalifikacji i doświadczeń. Sztuczne sieci neuronowe, jako wykorzystane narzędzia sztucznej inteligencji, wykazują przy tym przewagę nad metodami statystycznymi. Podstawą wytkniętego celu były zgromadzone wyniki badań własnych materiałów po długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania, opisanych m.in. w poprzednich rozdziałach niniejszej pracy, a wynikiem jest opracowanie programu komputerowego do klasyfikacji stopnia uszkodzeń wewnętrznych w materiałach eksploatowanych w warunkach pełzania, z wykorzystaniem metod analizy obrazu dla wyodrębnienia obrazu tych uszkodzeń, zidentyfikowanych przy użyciu skaningowego mikroskopu elektronowego. Model klasyfikacji uszkodzeń, uprzednio omówionej w niniejszej pracy i opisanej m.in. w pracach własnych [15, 50, 58, 101], uproszczono do pięciu klas, z których każda odpowiednio charakteryzuje się występowaniem uszkodzeń podanych w tablicy 14. Zarejestrowane obrazy uszkodzeń wewnętrznych w strukturze stali niskostopowych wstępnie ujednolicono pod względem formatu, skali, kontrastu i rozdzielczości, a następnie wykonano kolejno filtrację medianową, binaryzację (przy progu binaryzacji dobranym eksperymentalnie), erozję binarną, indeksację, po czym wyznaczono współczynniki geometryczne i kształtu opisujące uszkodzenia, zestawione w tablicy 15. Dane uzyskane z obserwacji rzeczywistych uszkodzeń wewnętrznych stanowiły podstawę estymacji przedziałowej w celu oszacowania przedziału, w którym powinny znajdować się Tablica 14. Klasyfikacja stopnia uszkodzeń wewnętrznych w materiałach eksploatowanych w warunkach pełzania przyjęta w opracowanym modelu Klasa uszkodzeń

Rodzaj uszkodzeń

klasa 0

struktura stanu wyjściowego lub jemu bliska bez widocznych uszkodzeń

klasa A

pojedyncze pustki

klasa B

pustki ukierunkowane, łańcuszki pustek, łączenie pustek, szczeliny międzykrystaliczne

klasa C

mikropęknięcia

klasa D

makropęknięcia

5. Aplikacja metod sztucznej inteligencji do wspomagania oceny stanu uszkodzenia stali …

127


wartości współczynników geometrycznych opisujących poszczególne uszkodzenia materiału mieszczące się w danej klasie, umożliwiające określenie elementów na obrazie, które stanowią uszkodzenia wewnętrzne materiału. Zakładając że wartości współczynników geometrycznych mają rozkład normalny, szacowanie oparto na przedziałach ufności dla wartości średnich poszczególnych współczynników przy użyciu zależności:

s ⎫ s ⎧ < µ < x + tα P ⎨ x − tα ⎬ = 1−α n⎭ n ⎩

(7)

gdzie: −

x=

s=

1 n ⋅ ∑ xi n i =1

1 n ∑ ( xi − x ) 2 n − 1 i =1

1 - α – prawdopodobieństwo przyjęte z góry i nazywane współczynnikiem ufności (w zastosowanym modelu przyjęto wartość 1 - α ≥ 0,95), Tablica 15. Wyznaczone współczynniki geometryczne i kształtu opisujące uszkodzenia wewnętrzne w strukturze stali po długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania Oznaczenie Po Ob Wk Wm Wc1 Wc2 MinOdl SFpoz SFpion Wz MaxOdl Wbb Wf Wh Ws 128

Współczynniki geometryczne i kształtu pole obwód współczynnik kolistości współczynnik Malinowskiej współczynnik cyrkularności1 współczynnik cyrkularności2 minimalna odległość średnica Fereta pozioma średnica Fereta pionowa współczynnik zawartości maksymalna odległość współczynnik Blaira-Blissa, współczynnik Fereta współczynnik Haralicka współczynnik bezwymiarowy

Współczynniki geometryczne i kształtu, dla których algorytm genetyczny popełnia najmniejszy błąd średnie pole średni obwód – średni współczynnik Malinowskiej średni współczynnik cyrkularności1 średni współczynnik cyrkularności2 minimalna odległość średnica Fereta pozioma średnica Fereta pionowa współczynnik zawartości – – – – współczynnik bezwymiarowy J. Dobrzański


tα – wartość zmiennej t Studenta z tablic rozkładu Studenta dla n - 1 stopni swobody, x – średnia arytmetyczna z próby,

s – odchylenie standardowe obliczone dla poszczególnych współczynników geometrycznych na podstawie uszkodzeń zidentyfikowanych w obrazach. Wyznaczone współczynniki geometryczne poszczególnych uszkodzeń są wektorami wejściowymi sztucznych sieci neuronowych opracowanych przy użyciu programu Statistica Neural Networks 4.0 F, w których klasy uszkodzeń wewnętrznych w strukturze stali są pięcioma wektorami wyjściowymi. Zbiór danych wejściowych składający się z obliczonych współczynników geometrycznych dla wytypowanych przypadków doświadczalnych podzielono w sposób losowy na trzy podzbiory: uczący (50% wektorów) dla ustalenia wartości wag podczas uczenia sieci, walidacyjny (25% wektorów) do oceny jakości sieci podczas uczenia, testowy (25% wektorów) do oceny jakości modelu po zakończeniu uczenia sieci, w ten sposób, aby do każdego zbioru wektorów zaklasyfikowano przypadki uszkodzenia charakterystyczne dla każdej z klas. W celu opracowania sztucznej sieci neuronowej dobrano typ sieci, liczby warstw ukrytych i neuronów w poszczególnych warstwach, rodzaje i postaci funkcji aktywacji, metody skalowania zmiennych oraz metody i parametry uczenia sztucznej sieci neuronowej. Analizowano ok. 40 sztucznych sieci neuronowych spośród następujących typów: perceptron wielowarstwowy (MLP – multilayer perceptron), probabilistyczne sieci neuronowe (PNN – probabilitic Neural Network), sieci o radialnych funkcjach bazowych (RBF – Radial Neural Network), sieci liniowe (Linear Network). Podstawą oceny jakości sztucznych sieci neuronowych jest udział poprawnych klasyfikacji uszkodzeń dla danej klasy uszkodzeń wewnętrznych w strukturze stali, a zwiększeniu udziału poprawnych klasyfikacji uszkodzeń przez polepszenie jakości ich działania służą algorytmy genetyczne oraz nieparametryczne testy istotności. Do optymalizacji wykorzystano maski określające, które ze współczynników geometrycznych powinny zostać wykorzystane na wejściu sieci. Algorytmy genetyczne dokonują wyboru najlepszych wektorów wejściowych sztucznej sieci neuronowej w oparciu o populację osobników potomnych, które wykorzystują podstawowe cechy swoich rodziców oraz modyfikują własności. Podstawą dokonanej optymalizacji jakości klasyfikacji wektora zmiennych niezależnych jest krzyżowanie porządkowe, w wyniku którego powstają dwa osobniki potomne charakteryzujące się kombinacją cech rodziców oraz mutacja zapewniająca zmianę pojedynczych osobników potomnych. Selekcja kolejnych osobników, będąca podstawą dalszego rozmnażania, 5. Aplikacja metod sztucznej inteligencji do wspomagania oceny stanu uszkodzenia stali …

129


dotyczy tych, które najlepiej klasyfikują uszkodzenia materiału, popełniając najmniejszy błąd. Trenowanie sieci oparte jest na wzorcach uczących, czyli wektorach wejściowych obejmujących współczynniki geometryczne, podane w tablicy 15, dla których algorytm genetyczny popełnia najmniejszy błąd. Minimalizacja błędu sieci, polegająca na wyszukiwaniu minimum sumy kwadratów pomiędzy wartościami rzeczywistymi a obliczonymi przez sieć, jest podstawą ustalenia wag połączeń synaptycznych neuronów. Optymalny sposób uczenia sieci może być dobierany metodami optymalizacji nieliniowej (Lavenberga-Marquardta), radialnych funkcji bazowych, optymalizacji nieliniowej (quasi-Newtona), wstecznej propagacji błędów lub gradientów sprzężonych, co jest podstawą określenia liczby neuronów w warstwie ukrytej sieci. W tablicy 16 podano parametry sztucznej sieci neuronowej opracowanej na podstawie nieparametrycznych testów istotności, przedziałów ufności i algorytmów genetycznych, której schemat podano na rysunku 127. Sieć neuronowa składa się z 10 wektorów wejściowych zawierających obliczone współczynniki geometryczne dla wytypowanych przypadków doświadczalnych. W tablicy 17 przedstawiono wartości błędu oraz jakości opracowanej sieci neuronowej, natomiast na rysunku 128 porównano poprawne i błędne klasyfikacje w poszczególnych klasach, co pozwala stwierdzić, że opracowana sieć neuronowa umożliwia średnią poprawną klasyfikację uszkodzeń wewnętrznych w strukturze stali niskostopowych po eksploatacji w warunkach pełzania na poziomie 93%, a największy błąd klasyfikacji 8,33% występuje w przypadku klasy B. Tablica 16. Charakterystyka sztucznej sieci neuronowej zastosowanej do wstępnej klasyfikacji uszkodzeń Parametry sieci Struktura sieci Współczynniki geometryczne zastosowane do nauki sieci Metoda uczenia Liczba epok treningowych 130

Charakterystyka MLP 10-31-5 pole, obwód, współczynnik Malinowskiej, współczynnik cyrkularności1, współczynnik cyrkularności2, minimalna odległość, średnica Fereta pozioma, średnica Fereta pionowa, współczynnik zawartości, współczynnik bezwymiarowy propagacja wsteczna błędów, gradienty sprzężone 466

J. Dobrzański


Rysunek 127. Schemat opracowanej sztucznej sieci neuronowej Tablica 17. Zestawienie wartości błędu oraz jakości opracowanej sztucznej sieci neuronowej Błąd uczenia

0,01252

Jakość uczenia

0,976

Błąd walidacji

0,02563

Jakość walidacji

0,965

Błąd testu

0,02886

Jakość testu

0,981

poprawna klasyfikacja

zła klasyfikacja

100

wskaźnik klasyfikacji [%]

90 80 70 60 50 40 30 20 10 0 0

A

B

C

D

klasa

Rysunek 128. Wykres poprawnych i błędnych klasyfikacji w poszczególnych klasach dla opracowanej sieci neuronowej [515] 5. Aplikacja metod sztucznej inteligencji do wspomagania oceny stanu uszkodzenia stali …

131


W wyniku wszystkich podjętych działań opracowano program komputerowy do klasyfikacji stopnia uszkodzeń wewnętrznych, którego schemat blokowy przedstawiono na rysunku 129. Opracowany model komputerowo wspomaganej automatycznej klasyfikacji START

Wstępne ujednolicenie obrazów

Filtracja medianowa, binaryzacja, erozja binarna

Wyznaczenie współczynników geometrycznych i kształtu

Zbudowanie bazy wzorców ciągu uczącego

Zbudowanie bazy obrazów testujących sieć

Określenie parametrów sieci neuronowej

Trening sieci neuronowej

Testowanie sieci neuronowej

NIE

Czy sieć poprawnie klasyfikuje struktury?

NIE (2)

NIE

Czy sieć poprawnie klasyfikuje struktury?

TAK

STOP

TAK

STOP

Rysunek 129. Schemat blokowy opracowanego programu komputerowego 132

J. Dobrzański


uszkodzeń wewnętrznych w stalach pracujących w warunkach pełzania przy zastosowaniu sztucznych sieci neuronowych, algorytmów genetycznych i analizy obrazów zweryfikowano doświadczalnie na podstawie wyników badań rzeczywistych uszkodzeń zidentyfikowanych w elementach kotłów parowych, wężownic i rurociągów, które nie zostały użyte do opracowania metodyki automatycznej klasyfikacji uszkodzeń. Oryginalny obraz z uszkodzeniem wewnętrznym struktury, wczytany w oknie programu komputerowego do klasyfikacji stopnia uszkodzeń wewnętrznych, przedstawiono na rysunku 130. Na rysunku 131 przedstawiono przykłady klasyfikacji uszkodzeń za pomocą opracowanego programu. W wyniku porównania przykładowo wyznaczonej klasy uszkodzenia wewnętrznego w stalach ze znormalizowaną klasą uszkodzenia na 35 przypadków stwierdzono, że jedynie w 2 przypadkach automatycznie zidentyfikowana klasa jest wyższą niż ustalona przez eksperta. Rozbieżności pomiędzy klasyfikacją niektórych przypadków uszkodzeń wewnętrznych w strukturze stali, mogą wynikać z niewystarczającej jakości obrazów wyjściowych, co może prowadzić do błędnej analizy obrazu przez program komputerowy.

Rysunek 130. Oryginalny obraz wejściowy [538] 5. Aplikacja metod sztucznej inteligencji do wspomagania oceny stanu uszkodzenia stali …

133


Rysunek 131. Wynik pomiarów cech obiektów wraz z wektorami cech stanowiących wejście sieci neuronowej i wynikiem klasyfikacji – klasa B [538] Wyniki weryfikacji wskazują jednak na poprawne opracowanie metodyki oceny stopnia uszkodzenia wewnętrznego stali pracujących w warunkach pełzania. Pomimo że opracowany program komputerowy wymaga stałego doskonalenia, już obecnie może być jednak z powodzeniem stosowany do wspomagania podejmowania decyzji diagnostycznych, jako przykład aplikacji metod komputerowej nauki o materiałach.

134

J. Dobrzański


6. Metodyka oceny trwałości rozporządzalnej i resztkowej badanych stali pracujących w warunkach pełzania W poprzednich rozdziałach niniejszej monografii kolejno opisano zmiany własności mechanicznych i zmiany struktury badanych stali po eksploatacji w warunkach pełzania, a także przedstawiono przykłady aplikacji metod sztucznej inteligencji do wspomagania oceny stanu uszkodzenia stali pracujących w warunkach pełzania, na przykładzie wybranych gatunków stali niskostopowych: 16Mo3, 14MoV6-3, 13CrMo4-5, 10CrMo9-10 oraz wysokochromowej X20CrMoV11-1, jako najczęściej lub niemal wyłącznie dotychczas stosowanych w Polsce na elementy instalacji energetycznych, pracujące w warunkach pełzania, szczególną uwagę zwracając na przedstawienie opisu procesu degradacji analizowanych stali podczas długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania, zmian ich struktury i rozwoju w nich wewnętrznych uszkodzeń oraz na materiałoznawczą interpretację przyczyn tych zmian, jak również na zmiany własności mechanicznych analizowanych stali podczas eksploatacji w warunkach pełzania. W niniejszym rozdziale za cel postawiono sobie zaprezentowanie autorskiej metodyki obiektywnej oceny stanu materiału i jego przydatności do dalszej eksploatacji w warunkach pełzania przez ustalenie trwałości rozporządzalnej i resztkowej badanych stali pracujących w warunkach pełzania i wykazanie, że u jej podstaw stoi obiektywna ocena trwałości materiału pracującego w warunkach pełzania w oparciu o zespół materiałoznawczych metod i technik badawczych, dotyczących zarówno badań metalograficznych i badań własności mechanicznych, jak i odpowiednio dobranych metod obliczeniowych, przy możliwych zastosowaniach metod komputerowego wspomagania podejmowania decyzji, w tym zwłaszcza metod sztucznej inteligencji. Każdorazowy dobór właściwych metod badań i pomiarów wymaga przy tym analizy rodzaju i warunków pracy oraz możliwości dostępu do danego elementu konstrukcyjnego. Badania materiałoznawcze, służące ustaleniu zaawansowania procesów strukturalnych wyczerpania i uszkodzenia analizowanych stali podczas eksploatacji w warunkach pełzania, oraz wyniki badań mechanicznych stanowią podstawę dokonywanej oceny czasu dalszej bezpiecznej eksploatacji, chociaż zwykle są stowarzyszone z pomocniczymi badaniami, między innymi: metodami penetracyjnymi, magnetycznymi proszkowymi i ultradźwiękowymi oraz z pomiarami np.: trwałego odkształcenia, strzałki ugięcia, grubości ścianki i naprężeń własnych. 6. Metodyka oceny trwałości rozporządzalnej i resztkowej badanych stali …

135


Eksploatowane w kraju bloki energetyczne w zdecydowanej większości znacznie przekroczyły obliczeniowy czas pracy. Czas ten wynika z zastosowanej do obliczeń czasowej wytrzymałości na pełzanie, która została wyznaczona dla najczęściej przyjmowanego obliczeniowego czasu 100 000 godzin. Z kolei większość tych bloków przekroczyła najczęściej nie tylko czas eksploatacji 100 000, ale również 200 000 godzin. Możliwość przedłużenia eksploatacji poza obliczeniowy czas pracy wynika z wielu czynników Wśród nich największy wpływ mają: liczba i wielkość współczynników bezpieczeństwa stosowanych w projektowaniu, a wynikających z poziomu niewiedzy projektantów, średnia czasowa wytrzymałość na pełzanie charakterystyczna dla każdego z gatunków stali będących przedmiotem badań, której wartość rzeczywista może być większa od średniej przyjętej do obliczeń, rzeczywista grubość ścianki rur znacznie większa od grubości obliczeniowej, co wynika z przyjmowania grubości nominalnej najbliższej większej w stosunku do obliczeniowej powiększonej o wymagane naddatki, rzeczywiste warunki temperaturowo-naprężeniowe pracy najczęściej niższe od przyjętych obliczeniowych. W praktyce przedłużenie czasu eksploatacji poza obliczeniowy czas 100 000 godzin jest dokonywane z zastosowaniem metody obliczeniowej opartej o dane średniej czasowej wytrzymałości na pełzanie dla 200 000 godzin oraz pozytywne wyniki kompleksowych badań i pomiarów diagnostycznych [35, 37, 50, 105]. Badaniom tym i ocenie najczęściej poddawane są elementy krytyczne części ciśnieniowej kotłów i turbin definiowane jako pracujące w najtrudniejszych warunkach temperaturowo-naprężeniowych. Wśród tych elementów najistotniejsze znaczenie mają elementy pracujące powyżej temperatury granicznej, to znaczy w warunkach pełzania, które najczęściej są wykonane z gatunków stali będących przedmiotem badań. W ocenie tych elementów istotna i niezbędna jest ocena stanu ich materiału. Wykonuje się ją na podstawie uzyskiwanych wyników nieniszczących lub niszczących badań materiałowych. Wyboru zespołu metod badawczych dokonuje się w zależności od dostępności do elementu i możliwości pobrania materiału do badań niszczących. Uzyskane wyniki odnosi się do posiadanych charakterystyk materiałów po eksploatacji. Zastosowanie takiego sposobu postępowania umożliwia najczęściej dobre oszacowanie stanu materiału, stopnia jego wyczerpania oraz wyznaczenie czasu dalszej bezpiecznej eksploatacji do następnego przeglądu [25, 35-37, 42, 50, 105]. Przekroczenie czasu eksploatacji o 50% czasu obliczeniowego wynoszącego 100 000 godzin, a tym bardziej osiągnięcie 200 000 godzin eksploatacji elementów, wymaga w licznych 136

J. Dobrzański

Materiaáoznawcza interpretacja trwaáoĞci stali dla energetyki

OCENA STANU INSTALACJI

PRZEDàUĩENIE EKSPLOATACJI POZA OBLICZENIOWY CZAS PRACY 100 000 h LECZ NIE WIĉCEJ NIĩ O 50% OBLICZENIOWEGO CZASU PRACY

PRZEDàUĩENIE EKSPLOATACJI POZA OBLICZENIOWY CZAS PRACY 200 000 h LUB WIĉCEJ NIĩ O 50% OBLICZENIOWEGO CZASU PRACY

OCENA STANU ELEMENTÓW KRYTYCZNYCH PRACUJĄCYCH W WARUNKACH PEàZANIA

OCENA STANU MATERIAàU METODAMI NIENISZCZĄCYMI

OCENA STANU MATERIAàU METODAMI NISZCZĄCYMI

OCENA STANU MATERIAàU

PROGNOZA DALSZEJ BEZPIECZNEJ EKSPLOATACJI

OSZACOWANIE TRWAàOĝCI RESZTKOWEJ METODAMI NIENISZCZĄCYMI

OSZACOWANIE BEZPIECZNEGO CZASU EKSPLOATACJI teb DLA PARAMETRÓW DALASZEJ EKSPLOATACJI ır, Tr

WYZNACZANIE TRWAàOĝCI RESZTKOWEJ METODAMI NISZCZĄCYMI

WYZNACZENIE BEZPIECZNEGO CZASU EKSPLOATACJI teb DLA PARAMETRÓW DALASZEJ EKSPLOATACJI ır, Tr

GàÓWNE RUROCIĄGI PAROWE, RUROCIĄGI PRZERZUTOWE MOĩLIWOĝû STOSOWANIA NISZCZĄCYCH METOD W OCENIE STANU MATERIAàU

KOMORY PRZEGRZEWACZA PARY I SCHàADZACZE, Z KTÓRYCH ISTNIEJE MOĩLIWOĝû POBRANIA WYCINKA DO BADAē NISZCZĄCYCH

DECYZJA NA PODSTAWIE RACHUNKU EKONOMICZNEGO

WĉĩOWNICE PRZEGRZEWACZY PARY, Z KTÓRYCH ISTNIEJE MOĩLIWOĝû POBRANIA WYCINKA/KÓW DO BADAē NISZCZĄCYCH

Rysunek 132. Dobór rodzaju badaĔ w zaleĪnoĞci od czasu eksploatacji i rodzaju elementu dla oceny stanu materiaáu i prognozy trwaáoĞci eksploatacyjnej elementów czĊĞci ciĞnieniowej kotáów parowych pracujących w warunkach peázania przypadkach nie tylko dobrego oszacowania stanu materiaáu i jego stopnia wyczerpania ale i wyznaczenia jego wáasnoĞci mechanicznych oraz trwaáoĞci resztkowej na podstawie badaĔ niszczących na pobranym reprezentatywnym wycinku. Zasady i sposób wyboru miejsca do badaĔ zostaáy opisane w kilku publikacjach autora [15, 21, 31, 34-36, 50, 102, 105]. Nie zawsze w praktyce jest moĪliwe pobranie materiaáu do badaĔ niszczących. MoĪliwe jest to do przeprowadzenia przy wykonywaniu oceny stanu materiaáu nitki gáównego rurociągu parowego lub 6. Metodyka oceny trwaáoĞci rozporządzalnej i resztkowej badanych stali …

137


rurociągu przerzutowego, komór i schładzaczy oraz wężownic przegrzewaczy pary. Musi być to jednak poprzedzone rachunkiem ekonomicznym opłacalności przeprowadzenia takiej procedury. Sposób doboru rodzaju badań w zależności od czasu eksploatacji i rodzaju elementu będącego przedmiotem badań przedstawiono schematycznie na rysunku 132. Ocena stanu materiału jest jedną z najbardziej istotnych składowych w ocenie stanu elementów pracujących w warunkach pełzania i w określaniu ich przydatności do dalszej eksploatacji. Po doborze rodzaju badań dostosowanych do czasu eksploatacji i typu elementu części ciśnieniowej kotła podlegającego badaniom niezbędnym jest wybór sposobu oceny stanu i przydatności do dalszej pracy materiału elementu. Opracowane i zaproponowane sposoby oceny stanu i przydatności do dalszej pracy materiałów elementów rurociągów, komór, schładzaczy oraz wężownic przegrzewaczy pary po eksploatacji w warunkach pełzania znacznie poza obliczeniowym czasem pracy są przedmiotem licznych opracowań i publikacji autora. Przedstawiono w nich algorytmy postępowania uwzględniające możliwe i niezbędne do przeprowadzenia rodzaje badań oraz wymaganą dla ich wykonania metodykę [15, 21, 25, 31, 32, 34-37, 39-42, 50, 59, 63, 93, 97, 102, 104, 105, 464-467,476]. Oszacowanie stanu materiału wymaga wyznaczenia stopnia wyczerpania (te/tr) będącego stosunkiem czasu dotychczasowej eksploatacji te do czasu do zerwania tr odniesionego do warunków temperaturowo-naprężeniowych. Znajomość czasu dotychczasowej eksploatacji odniesiona do oszacowanego lub wyznaczonego stopnia wyczerpania pozwala wyznaczyć trwałość resztkową tre będącą czasem pozostającym do zniszczenia materiału dla zdefiniowanych warunków dotychczasowej pracy. Czas ten nie jest jednak czasem dalszej bezpiecznej eksploatacji. Czasem dalszej bezpiecznej eksploatacji jest część tego czasu, który nazywamy resztkową trwałością rozporządzalną tbe. Jest on definiowany jako czas do osiągnięcia końca drugiego okresu pełzania. Jego udział w czasie do zerwania jest nieco różny i zależy od poziomu temperatury oraz naprężenia. Aby określić udział rozporządzalnej trwałości resztkowej tbe w trwałości resztkowej tre, definiowanej jako czas do osiągnięcia końca II okresu pełzania tIIe w stosunku do czasu do zerwania tre, wykonano próby pełzania do zerwania z pomiarem wydłużenia w czasie próby w stałej temperaturze Tb zbliżonej do eksploatacyjnej. Dla badanych gatunków stali rozporządzalna trwałość resztkowa została wyznaczona dla zakresu parametrów odpowiadających występującym eksploatacyjnym. Sposób jej wyznaczania pokazano na rysunku 133 na przykładzie stali 14MoV6-3. Na rysunku 133a zestawiono wyniki prób w postaci krzywych pełzania ε = f(t) przy Tb = Te = 500°C = const, natomiast na 138

J. Dobrzański

a)

Trwałe odkształcenie ε, %


Czas t, h

Stosunek czasu końca II okresu pełzania do czasu do zerwania tII/tr

b)


Rysunek 133. Sposób wyznaczenia udziału trwałości rozporządzalnej tb w trwałości tr na przykładzie badanej stali 14MoV6-3 rysunku 133b stosunek rozporządzalnej trwałości resztkowej tbe do trwałości resztkowej tre w zależności od naprężenia badania σb. Pozwoliło to na wyznaczenie stosunku tbe/tre dla poziomu naprężenia odpowiadającego eksploatacyjnemu σb = σe p= 50-60 MPa, który zapisano w postaci zależności tbe = 0,55 tre. Znając zatem trwałość resztkową można wyznaczyć rozporządzalną trwałość resztkową, będącą czasem bezpiecznej pracy dla przyjętych parametrów eksploatacji. Aby oszacować stopień wyczerpania na podstawie badań strukturalnych, najczęściej metodami nieniszczącymi, niezbędna jest znajomość zachowania się badanych materiałów w czasie pracy w warunkach pełzania. Wykonane przez autora wieloletnie badania pozwoliły stwierdzić, że zmiany w strukturze zachodzą w jej podstawowych składnikach fazowych oraz występujących wydzieleniach powodując powstawanie i rozwój wewnętrznych uszkodzeń. 6. Metodyka oceny trwałości rozporządzalnej i resztkowej badanych stali …

139


Stwierdzono, że udział poszczególnych rodzajów procesów i ich intensywność zależy od typu struktury stanu wyjściowego i stopnia wyczerpania. W pierwszym okresie największe zmiany są związane z rozpadem obszarów perlitu i/lub bainitu w stalach niskostopowych oraz martenzytu w stali wysokochromowej. Ze wzrostem stopnia wyczerpania intensywność tych zmian maleje, natomiast rośnie intensywność procesów wydzieleniowych. Zaawansowany stan rozwoju procesów wydzieleniowych sprzyja zapoczątkowaniu i rozwojowi wewnętrznych uszkodzeń powodując powstawanie nieciągłości. Natomiast inicjacja nieciągłości najczęściej następuje pod koniec drugiego lub z początkiem trzeciego okresu pełzania. Zależy to od rodzaju struktury i parametrów eksploatacji. Zagadnienia te omówiono szczegółowo w rozdziale 4 monografii. Względne udziały procesów powodujących zmiany w strukturze materiału podczas pełzania w zależności od stopnia wyczerpania schematycznie przedstawiono na rysunku 134. W opracowywaniu systemu oceny stanu materiału po długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania równie istotną jest znajomość poziomu własności użytkowych odpowiadających określonemu stanowi struktury i odpowiadającemu mu stopniowi wyczerpania. Szczególnie dotyczy to wytrzymałości na pełzanie i prędkości pełzania. Wybrane wyniki tych badań, wykonanych dla różnych stanów struktury materiałów po eksploatacji, każdego z badanych gatunków stali, pokazano i omówiono w rozdziale 3. b) Procesy wydzieleniowe węglików (S2) Rozpad perlitu/bainitu (S1) Procesy wewnętrznych uszkodzeń (ω) Przyrost odkształcenia (ε)

Stopień wyczerpania t/tr

Względny udział rozwoju procesu składowego

Względny udział rozwoju procesu składowego

a)

Procesy wydzieleniowe węglików (S2*) Rozpad odpuszczonego martenzytu (S1*) Procesy wewnętrznych uszkodzeń (ω*) Przyrost odkształcenia (ε)

Stopień wyczerpania t/tr

Rysunek 134. Względne udziały procesów powodujących zmiany w strukturze materiału podczas pełzania: a) w stali 16Mo3, 14MoV6-3, 13CrMo4-5, 10CrMo9-10 o strukturze ferrytyczno-perlitycznej, ferrytyczno-perlityczno-bainitycznej lub ferrytyczno-bainitycznej w stanie wyjściowym, b) w stali X20CrMoV11-1 o strukturze odpuszczonego martenzytu w stanie wyjściowym 140

J. Dobrzański


Tworząc system oceny stanu materiału przyjęto, że znajomość stanu wyjściowego jak również znajomość historii eksploatacji nie jest wymagana. Założono jednak, że są to dwa główne czynniki mające istotny wpływ na stan struktury materiału po eksploatacji, a ich skutki są zakodowane w materiale będącym przedmiotem oceny, wobec czego ich znajomość nie jest niezbędna do oceny stanu materiału i jego przydatności do dalszej eksploatacji. Istotnym jest dobór odpowiednich narzędzi i metod badawczych, które umożliwią ujawnienie cech badanego materiału niezbędnych dla oceny. Znajomość warunków eksploatacji może być jednak pomocna w definiowaniu warunków i prognozowaniu czasu dalszej eksploatacji. Przyjęto, że stopień wyczerpania materiałów pracujących w warunkach pełzania jest skutkiem nakładania się zmian w strukturze, zarówno w zakresie jej składników fazowych, procesów wydzieleniowych jak i uszkodzeń wewnętrznych. Zmianom struktury wszystkich badanych stali przypisano zatem odpowiadający im stopień wyczerpania, a jemu z kolei przyporządkowano główne klasy struktury, ujmujące klasy procesów składowych zmian w strukturze badanych stali. Na tej podstawie opracowano klasyfikację stanu badanych stali pracujących w warunkach pełzania, uwzględniające zmiany struktury. Znając stopień wyczerpania stali można oszacować bezpieczny czas dalszej eksploatacji elementów z badanych stali dla podanych przez eksploatatora warunków roboczych dalszej pracy. W szczególności w opracowanej klasyfikacji ujęto następujące elementy zmian w strukturze: • związane z rozpadem perlitu S1 dla stali o strukturze: ferrytyczno-perlitycznej w stanie wyjściowym, • związane z rozpadem bainitu S1* dla stali o strukturze: ferrytyczno-bainitycznej w stanie wyjściowym, • związane z rozpadem odpuszczonego martenzytu S1** dla stali o strukturze odpuszczonego martenzytu w stanie wyjściowym, • związane z rozwojem procesów wydzieleniowych węglików S2, • związane z rozwojem wewnętrznych uszkodzeń ω dla stali o strukturze ferrytycznoperlitycznej lub ferrytyczno-bainitycznej w stanie wyjściowym, • związane z rozwojem wewnętrznych uszkodzeń ω* dla stali o strukturze odpuszczonego martenzytu w stanie wyjściowym. Opracowana klasyfikacja dla każdej z badanych stali składa się dwóch części. Pierwsza część klasyfikacji obejmuje badane stale po eksploatacji bez wewnętrznych uszkodzeń. Schematy będące ilustracją opracowanej tej części klasyfikacji przedstawiono odpowiednio 6. Metodyka oceny trwałości rozporządzalnej i resztkowej badanych stali …

141


dla: stali 16Mo3 na rysunku 135, stali 13CrMo4-5 na rysunku 136, stali 10CrMo9-10 na rysunku 137, stali 14MoV6-3 na rysunku 138 oraz stali X20CrMoV11-1 na rysunku 139. Drugą część klasyfikacji stanowią zmiany w strukturze w zależności od stopnia wyczerpania opracowane dla wymienionych materiałów z uszkodzeniami wewnętrznymi. Schematy będące ilustracją tej części klasyfikacji przedstawiono odpowiednio dla: stali 16Mo3, stali 13CrMo4-5, stali 10CrMo9-10 oraz stali 14MoV6-3 na rysunku 140, a dla stali X20CrMoV11-1 na rysunku 141. Dla zmian struktury i jej stanów zdefiniowanych dla kolejnych etapów sporządzonych klasyfikacji, opracowano, na podstawie wyników badań zaprezentowanych w rozdziale 3 niniejszej monografii, wzorce struktury ilustrujące etapy tych zmian w badanych stalach. Wzorce zaprezentowano w licznych opracowaniach własnych i publikacjach autora [12, 16, 20, 26-28, 33, 34, 38, 40, 50, 51, 56-58, 101, 104, 105]. Schematy zmian struktury badanych stali po eksploatacji w warunkach pełzania obejmujące klasy rozpadu perlitu/bainitu lub martenzytu, rozwoju procesów wydzieleniowych oraz rozwoju uszkodzeń wewnętrznych w zależności od stopnia wyczerpania odniesione do głównej klasy struktury przedstawione na tle krzywej pełzania zaprezentowano na rysunku 142 dla stali niskostopowych o strukturze ferytyczno-perlitycznej lub ferrytyczno-bainitycznej z ewentualnym udziałem perlitu oraz na rysunku 143 dla stali wysokochromowej o strukturze odpuszczonego martenzytu. Zmianom struktury przypisano zatem odpowiadający im stopień wyczerpania, natomiast stopniowi wyczerpania przyporządkowano główną klasę struktury, ujmującą klasy procesów składowych zmian w strukturze. Metodologię oceny stanu badanych stali po eksploatacji w warunkach pełzania na podstawie oceny zmian w strukturze procesów składowych tzn.: zmian w strukturze perlitu, bainitu lub martenzytu, zmian w zakresie rozwoju procesów wydzieleniowych oraz zmian w zakresie rozwoju uszkodzeń wewnętrznych odniesionych do stopnia wyczerpania przedstawiono na rysunkach 144-148. Dokonując oceny wyżej wymienionych elementów składowych struktury i przypisując odpowiadające im klasy ujawnione na podstawie badań strukturalnych wyznacza się główną klasę struktury i odpowiadający jej stopień wyczerpania. Znając stopień wyczerpania i dotychczasowy czas eksploatacji można oszacować trwałość resztkową, czyli czas pozostający do zniszczenia materiału. Częścią tego czasu jest rozporządzalna trwałość resztkowa będąca bezpiecznym czasem dalszej eksploatacji dla dotychczasowych warunków pracy. 142

J. Dobrzański


Rysunek 135. Klasy struktury w zależności od stanu jej podstawowych składników i stopnia rozwoju procesów wydzieleniowych w powiązaniu ze stopniem wyczerpania i względnym odkształceniem po długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania stali 16Mo3 bez wewnętrznych uszkodzeń

6. Metodyka oceny trwałości rozporządzalnej i resztkowej badanych stali …

143


Rysunek 136. Klasy struktury w zależności od stanu jej podstawowych składników i stopnia rozwoju procesów wydzieleniowych w powiązaniu ze stopniem wyczerpania i względnym odkształceniem po długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania stali 13CrMo4-5 bez wewnętrznych uszkodzeń

144

J. Dobrzański


Rysunek 137. Klasy struktury w zależności od stanu jej podstawowych składników i stopnia rozwoju procesów wydzieleniowych w powiązaniu ze stopniem wyczerpania i względnym odkształceniem po długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania stali 10CrMo9-10 bez wewnętrznych uszkodzeń


145


Rysunek 138. Klasy struktury w zależności od stanu jej podstawowych składników i stopnia rozwoju procesów wydzieleniowych w powiązaniu ze stopniem wyczerpania i względnym odkształceniem po długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania stali 14MoV6-3 bez wewnętrznych uszkodzeń

146

J. Dobrzański


Rysunek 139. Klasy struktury w zależności od stanu jej podstawowych składników i stopnia rozwoju procesów wydzieleniowych w powiązaniu ze stopniem wyczerpania i względnym odkształceniem po długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania stali X20CrMoV11-1 bez wewnętrznych uszkodzeń


147


Rysunek 140. Klasy struktury w wyniku rozwoju uszkodzeń wewnętrznych w zależności od stopnia wyczerpania w stalach 16Mo3, 13CrMo4-5, 10CrMo9-10 oraz 14MoV6-3 po długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania

148

J. Dobrzański


Rysunek 141. Klasyfikacja struktury w wyniku rozwoju uszkodzeń wewnętrznych w zależności od stopnia wyczerpania w stali X20CrMoV11-1 pracującej w warunkach pełzania


149


ω

Rysunek 142. Sposób klasyfikacji stanu materiału na podstawie zmian w strukturze w oparciu o składowe procesy w odniesieniu do stopnia wyczerpania dla stali 16Mo3, 14MoV6-3, 13CrMo4-5, 10CrMo9-10 o strukturze ferrytyczno-perlitycznej, ferrytyczno-perlitycznobainitycznej lub ferrytyczno-bainitycznej w stanie wyjściowym, pracujących w warunkach pełzania

ω

Rysunek 143. Sposób klasyfikacji stanu materiału na podstawie zmian w strukturze w oparciu o składowe procesy w odniesieniu do stopnia wyczerpania dla stali X20CrMoV11-1 o strukturze martenzytu odpuszczonego w stanie wyjściowym, pracującej w warunkach pełzania 150

J. Dobrzański


Rysunek 144. Metodologia oceny stanu stali 16Mo3 pracującej w warunkach pełzania na podstawie oceny zmian w strukturze procesów składowych odniesionych do stopnia wyczerpania; ( ) możliwość występowania 6. Metodyka oceny trwałości rozporządzalnej i resztkowej badanych stali …

151


Rysunek 145. Metodologia oceny stanu stali 13CrMo4-5 pracującej w warunkach pełzania na podstawie oceny zmian w strukturze procesów składowych odniesionych do stopnia wyczerpania; ( ) możliwość występowania

152

J. Dobrzański


Rysunek 146. Metodologia oceny stanu stali 10CrMo9-10 pracującej w warunkach pełzania na podstawie oceny zmian w strukturze procesów składowych odniesionych do stopnia wyczerpania; ( ) możliwość występowania


153


Rysunek 147. Metodologia oceny stanu stali 14MoV6-3 pracującej w warunkach pełzania na podstawie oceny zmian w strukturze procesów składowych odniesionych do stopnia wyczerpania; ( ) możliwość występowania

154

J. Dobrzański


Rysunek 148. Metodologia oceny stanu stali X20CrMoV11-1 pracującej w warunkach pełzania na podstawie oceny zmian w strukturze procesów składowych odniesionych do stopnia wyczerpania; ( ) możliwość występowania


155


Klasyfikacja zmian struktury w wyniku pełzania umożliwiła zbudowanie elementów charakterystyk materiałowych będących zależnością własności mechanicznych od klasy struktury i stopnia wyczerpania. Charakterystyki te pozwalają ocenę stanu badanych materiałów po eksploatacji w warunkach pełzania, oprócz oszacowanej trwałości resztkowej i resztkowej trwałości rozporządzalnej, wzbogacić o oszacowany poziom innych własności użytkowych mających wpływ na zachowanie się badanych materiałów w czasie dalszej eksploatacji, szczególnie w czasie ciśnieniowych prób wodnych oraz uruchamiania i odstawiania urządzeń. Poniżej przedstawiono przykłady takich charakterystyk dla gatunków stali będących przedmiotem badań. Zależność własności mechanicznych, a w tym: wytrzymałości na rozciąganie, granicy plastyczności i wydłużenia w próbie rozciągania w temperaturze pokojowej, granicy plastyczności w podwyższonej temperaturze, twardości oraz udarności w temperaturze pokojowej od klasy struktury i odpowiadającego jej stopnia wyczerpania zbudowano dla materiałów komór wylotowych przegrzewaczy pary części ciśnieniowej kotła ze stali: 16Mo3 (rys. 149), 13CrMo4-5 (rys. 150), 10CrMo9-10 (rys. 151) i X20CrMoV11-1 (rys. 152) oraz głównych rurociągów parowych ze stali 14MoV6-3 (rys. 153) będących grubościennymi elementami kotła ogrzewanymi przepływającym od wewnątrz czynnikiem. Podobne zależności sporządzono dla materiałów wężownic przegrzewaczy pary części ciśnieniowej kotła ze stali: 16Mo3 (rys. 154), 13CrMo4-5 (rys. 155), 10CrMo9-10 (rys. 156) i X20CrMoV11-1 (rys. 157) będących cienkościennymi elementami ogrzewanymi od zewnątrz spalinami. Dla elementów cienkościennych nie sporządzono zależności dla udarności ze względu na zbyt małą grubość ścianki rur wężownic przegrzewaczy pary, aby wykonać próbki do takich badań. Uzyskane wartości dla materiałów po eksploatacji odniesiono do wymaganych wartości dla rur w stanie wyjściowym. Istotną cechą niezbędną w ocenie stanu materiału jest również ocena zdolności materiału do odkształceń w temperaturze zbliżonej do temperatury pokojowej, miarą której jest między innymi poziom temperatury przejścia w stan kruchy. Zależność wartości temperatury przejścia w stan kruchy od klasy struktury i odpowiadającego jej stopnia wyczerpania dla wybranych spośród badanych stali przedstawiono na rysunku 158a oraz w tablicy 18 dla stali 14MoV6-3 i na rysunku 158b oraz w tablicy 19 dla stali X20CrMoV11-1. Wybrane spośród badanych stale 14MoV6-3 i X20CrMoV11-1 to te, które mają największe skłonności do utraty własności ciągliwych w wyniku eksploatacji. Zasadnicze znaczenie mają jednak charakterystyki własności na pełzanie. W dalszej części niniejszej pracy przedstawiono wybrane charakterystyki resztkowej wytrzymałości na 156

J. Dobrzański


pełzanie, w postaci zależności naprężenia od parametru Larsona-Millera {log σb = f (L-M)}, dla różnych stanów struktury i o różnym stanie rozwoju procesów wydzieleniowych węglików materiałów po eksploatacji, odpowiadających różnym klasom struktury o różnym stopniu wyczerpania. Na rysunku 159 przedstawiono charakterystyki resztkowej wytrzymałości na pełzanie wycinków komór wylotowych przegrzewaczy pary po różnym czasie eksploatacji wykonanych ze stali 13CrMo4-5, na rysunku 160 wycinków komór wylotowych przegrzewaczy pary ze stali 10CrMo9-10 oraz na rysunku 161 wycinków elementów głównych rurociągów parowych części ciśnieniowej kotłów ze stali 14MoV6-3. Trwałość resztkową wyznaczono z opracowanych charakterystyk dla przewidywanej temperatury i czasu dalszej eksploatacji oraz oszacowano na podstawie stopnia wyczerpania określonego dla oznaczonej klasy struktury celem dokonania ich porównania. Uzyskane wyniki zestawiono dla wybranych elementów z wybranych stali odpowiednio dla wycinków ze stali: 13CrMo4-5 w tablicy 20, 10CrMo9-10 w tablicy 21 oraz 14MoV6-3 w tablicy 22. Na przykładzie wycinków elementów głównych rurociągów pary świeżej wykonanych ze stali 14MoV63 oraz wycinków komór wylotowych przegrzewaczy pary wykonanych ze stali X20CrMoV11-1 po eksploatacji w warunkach pełzania przedstawiono odpowiednio na rysunku 162 i 163 porównanie charakterystyki trwałości resztkowej w postaci zależności czasu do zerwania w próbie pełzania od temperatury badania przy stałym poziomie naprężenia odpowiadającym eksploatacyjnemu {log tre = f (Te) przy σe = const} uzyskanych w oparciu o skrócone próby pełzania. Metodologię wyznaczania trwałości resztkowej w oparciu o wyniki skróconych prób pełzania omówiono w rozdziale 3 niniejszej monografii. Wyznaczoną na podstawie sporządzonych charakterystyk trwałość resztkową dla materiałów o różnych klasach struktury i odpowiadających im stopni wyczerpania zestawiono odpowiednio w tablicy 23 dla wycinków po eksploatacji ze stali 14MoV63 oraz w tablicy 24 dla wycinków po eksploatacji ze stali X20CrMoV11-1. Dla wybranych wycinków komór wylotowych przegrzewaczy pary kotłów wysokoprężnych po eksploatacji w warunkach pełzania wykonanych z niskostopowych stali 13CrMo4-5 oraz 10CrMo9-10 sporządzono zależności prędkości pełzania w stanie stacjonarnym od naprężenia w stałej temperaturze odpowiadającej eksploatacyjnej {log ε& s =f (σ) przy Tb=Te const} dla różnych klas struktury i odpowiadającego im stopnia wyczerpania. 6. Metodyka oceny trwałości rozporządzalnej i resztkowej badanych stali …

157


Twardość HV10

e)

Granica plastyczności 490 Re , MPa

d)

f) Praca łamania KV, J

Wydłużenie A5, %

c)

Granica plastyczności Re, MPa

b)


a)

Rysunek 149. Własności mechaniczne wycinków komór wylotowych przegrzewacza pary części ciśnieniowej kotła po eksploatacji w warunkach pełzania wykonanych ze stali 16Mo3 w zależności od ich klasy struktury i odpowiadającego jej stopnia wyczerpania: a) wytrzymałość na rozciąganie w temperaturze pokojowej, b) granica plastyczności w temperaturze pokojowej, c) wydłużenie w próbie rozciągania w temperaturze pokojowej, d) granica plastyczności w podwyższonej temperaturze, e) twardość HV10, f) udarność w temperaturze pokojowej 158

J. Dobrzański


Twardość HV10

e)


d) Granica plastyczności 500 Re , MPa

Wydłużenie A5, %

c)

b)



a)

Rysunek 150. Własności mechaniczne wycinków komór wylotowych przegrzewacza pary części ciśnieniowej kotła po eksploatacji w warunkach pełzania wykonanych ze stali 13CrMo4-5 w zależności od ich klasy struktury i odpowiadającego jej stopnia wyczerpania: a) wytrzymałość na rozciąganie w temperaturze pokojowej, b) granica plastyczności w temperaturze pokojowej, c) wydłużenie w próbie rozciągania w temperaturze pokojowej, d) granica plastyczności w podwyższonej temperaturze, e) twardość HV10, f) udarność w temperaturze pokojowej 6. Metodyka oceny trwałości rozporządzalnej i resztkowej badanych stali …

159


b)



a)

d)

Wydłużenie A5, %


c)


f) Twardość HV10

e)

Rysunek 151. Własności mechaniczne wycinków komór wylotowych przegrzewacza pary części ciśnieniowej kotła po eksploatacji w warunkach pełzania wykonanych ze stali 10CrMo9-10 w zależności od ich klasy struktury i odpowiadającego jej stopnia wyczerpania: a) wytrzymałość na rozciąganie w temperaturze pokojowej, b) granica plastyczności w temperaturze pokojowej, c) wydłużenie w próbie rozciągania w temperaturze pokojowej, d) granica plastyczności w podwyższonej temperaturze, e) twardość HV10, f) udarność w temperaturze pokojowej 160

J. Dobrzański


Twardość HV10

e)



Wydłużenie A5, %

c)

b)



a)

Rysunek 152. Własności mechaniczne wycinków komór wylotowych przegrzewacza pary części ciśnieniowej kotła po eksploatacji w warunkach pełzania wykonanych ze stali X20CrMoV11-1 w zależności od ich klasy struktury i odpowiadającego jej stopnia wyczerpania: a) wytrzymałość na rozciąganie w temperaturze pokojowej, b) granica plastyczności w temperaturze pokojowej, c) wydłużenie w próbie rozciągania w temperaturze pokojowej, d) granica plastyczności w podwyższonej temperaturze, e) twardość HV10, f) udarność w temperaturze pokojowej 6. Metodyka oceny trwałości rozporządzalnej i resztkowej badanych stali …

161


Twardość HV10

e)



Wydłużenie A5, %

c)

b)



a)

Rysunek 153. Własności mechaniczne wycinków głównych rurociągów parowych kotła po eksploatacji w warunkach pełzania wykonanych ze stali 14MoV6-3 w zależności od ich klasy struktury i odpowiadającego jej stopnia wyczerpania: a) wytrzymałość na rozciąganie w temperaturze pokojowej, b) granica plastyczności w temperaturze pokojowej, c) wydłużenie w próbie rozciągania w temperaturze pokojowej, d) granica plastyczności w podwyższonej temperaturze, e) twardość HV10, f) udarność w temperaturze pokojowej 162

J. Dobrzański


b)



a)

d)

Wydłużenie A5, %


c)

Twardość HV10

e)

Rysunek 154. Własności mechaniczne wycinków wężownic przegrzewacza pary części ciśnieniowej kotła po eksploatacji w warunkach pełzania wykonanych ze stali 16Mo3 w zależności od ich klasy struktury i odpowiadającego jej stopnia wyczerpania: a) wytrzymałość na rozciąganie w temperaturze pokojowej, b) granica plastyczności w temperaturze pokojowej, c) wydłużenie w próbie rozciągania w temperaturze pokojowej, d) granica plastyczności w podwyższonej temperaturze, e) twardość HV10 6. Metodyka oceny trwałości rozporządzalnej i resztkowej badanych stali …

163


b)



a)

d)

Wydłużenie A5, %


c)

Twardość HV10

e)

Rysunek 155. Własności mechaniczne wycinków wężownic przegrzewacza pary części ciśnieniowej kotła po eksploatacji w warunkach pełzania wykonanych ze stali 13CrMo4-5 w zależności od ich klasy struktury i odpowiadającego jej stopnia wyczerpania: a) wytrzymałość na rozciąganie w temperaturze pokojowej, b) granica plastyczności w temperaturze pokojowej, c) wydłużenie w próbie rozciągania w temperaturze pokojowej, d) granica plastyczności w podwyższonej temperaturze, e) twardość HV10 164

J. Dobrzański


b)



a)

d)

Wydłużenie A5, %


c)

Twardość HV10

e)

Rysunek 156. Własności mechaniczne wycinków wężownic przegrzewacza pary części ciśnieniowej kotła po eksploatacji w warunkach pełzania wykonanych ze stali 10CrMo9-10 w zależności od ich klasy struktury i odpowiadającego jej stopnia wyczerpania: a) wytrzymałość na rozciąganie w temperaturze pokojowej, b) granica plastyczności w temperaturze pokojowej, c) wydłużenie w próbie rozciągania w temperaturze pokojowej, d) granica plastyczności w podwyższonej temperaturze, e) twardość HV10 6. Metodyka oceny trwałości rozporządzalnej i resztkowej badanych stali …

165


b)



a)

d)

Wydłużenie A5, %


c)

Twardość HV10

e)

Rysunek 157. Własności mechaniczne wycinków wężownic przegrzewacza pary części ciśnieniowej kotła po eksploatacji w warunkach pełzania wykonanych ze stali X20CrMoV11-1 w zależności od ich klasy struktury i odpowiadającego jej stopnia wyczerpania: a) wytrzymałość na rozciąganie w temperaturze pokojowej, b) granica plastyczności w temperaturze pokojowej, c) wydłużenie w próbie rozciągania w temperaturze pokojowej, d) granica plastyczności w podwyższonej temperaturze, e) twardość HV10 166

J. Dobrzański


b) Praca łamania KV, J


a)

Rysunek 158. Udarność w temperaturze pokojowej i temperatura przejścia w stan kruchy w zależności od klasy struktury wycinków elementów kotłów energetycznych po eksploatacji w warunkach pełzania wykonanych z: a) niskostopowej stali 14MoV6-3, b) wysokochromowej stali X20CrMoV11-1 Tablica 18. Praca łamania w temperaturze pokojowej i temperatura przejścia w stan kruchy w zależności od klasy struktury wycinków elementów kotłów energetycznych po eksploatacji w warunkach pełzania wykonanych z wysokochromowej stali 14MoV6-3 Stan materiału Klasyfikacja struktury Stopień wyczerpania Klasa Podklasy te/tr struktury struktury 1 2 3

0 1/2 2 2/3 3

0; o; O 0/I; a; O I; a; O I; a/b; O I/II; a/b; O

0 0,2-0,3 0,3 0,3-0,4 0,4÷0,5

Praca łamania Temperatura w temperaturze przejścia pokojowej w stan kruchy KV, J TKV50, °C 4 5

64 8 20 12 8

- 40 + 33 + 25 + 45 + 65

Twardość HV10

Czas eksploatacji te , h

6

7

208 165 141 142 135

stan wyjściowy 118 000 193 000 200 000 185 600

Tablica 19. Praca łamania w temperaturze pokojowej i temperatura przejścia w stan kruchy w zależności od klasy struktury wycinków elementów kotłów energetycznych po eksploatacji w warunkach pełzania wykonanych z wysokochromowej stali X20CrMoV11-1 Stan materiału Klasyfikacja struktury Stopień wyczerpania Klasa Podklasy te/tr struktury struktury 1 2 3

0 0/1 1 2 3

0, 0, O 0/I, o/a, O I, a, O I/II, a/b, O II, b, O

0 do 0,2 0,2-0,3 0,3-0,4 0,4-0,5

Praca łamania Temperatura w temperaturze przejścia pokojowej w stan kruchy KV, J TKV50, °C 4 5

96 48 27 18 8

- 40 +5 + 20 + 50 + 60


Twardość HV10

Czas eksploatacji te , h

6

7

248 240 216 210 231

stan wyjściowy 20 000 108 000 160 000 186 000

167

Naprężenie σb, MPa


KLASA STRUKTURY 0/1 (0/ І, o/a, 0)


Rodzaj i udział wydzieleń: M3C (f.gł.) + M23C (b.m.) + M2C (m.)

KLASA STRUKTURY 1/2 (І, a, 0)


Rodzaj i udział wydzieleń: M23C6 (f.gł.) + M2C (s.) + M3C (b.m.)

KLASA STRUKTURY 2 (І, a/b, 0)


Rodzaj i udział wydzieleń: M6C (s.) + M3C (m.)

KLASA STRUKTURY 3 (І/ ІІ, b, 0)

Rodzaj i udział wydzieleń: M6C (f.gł.) + M7C3 (s.) + M2C (b.m.)

Parametr Larsona-Millera Rysunek 159. Resztkowa wytrzymałość na pełzanie w postaci zależności log σb = f(L-M) w zależności od klasy struktury i stanu rozwoju procesów wydzieleniowych węglików wybranych wycinków komór wylotowych przegrzewaczy pary kotłów energetycznych po długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania wykonanych z niskostopowej stali 13CrMo4-5 ((f.gł.) – faza główna; (s.) – średnio; (m.) – mało; (b.m.) – bardzo mało) 168

J. Dobrzański



KLASA STRUKTURY 1 (0/ І, a, 0)

Rodzaj i udział wydzieleń: M6C (d.) + M23C6 (s.)


Parametr Larsona-Millera

KLASA STRUKTURY 2/3 (І, a/b, 0)

Rodzaj i udział wydzieleń: M6C (f.gł.) + M23C6 (s.)


Parametr Larsona-Millera

Rodzaj i udział wydzieleń: M6C (f.gł.) + M7C3 (s.) + M2C (sl.)

Parametr Larsona-Millera Rysunek 160. Resztkowa wytrzymałość na pełzanie w postaci zależności log σb = f(L-M) w zależności od klasy struktury i stanu rozwoju procesów wydzieleniowych węglików wybranych wycinków komór wylotowych przegrzewaczy pary kotłów energetycznych po długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania wykonanych z niskostopowej stali 10CrMo9-10 ((f.gł.) – faza główna; (d.) – dużo; (s.) – średnio; (sl.) – ślady) 6. Metodyka oceny trwałości rozporządzalnej i resztkowej badanych stali …

169






KLASA STRUKTURY 1 (0/ І, a, 0)

Rodzaj i udział wydzieleń: MC (f.gł.) + M2C (d.)


Rodzaj i udział wydzieleń: M23C6 (f.gł.) + M3C (s.) + MC (s.) + M2C (m.)


Rodzaj i udział wydzieleń: MC (s.) + M7C3 (s.)

KLASA STRUKTURY 2 (І/II, a, 0)

Rodzaj i udział wydzieleń: M2C (f.gł.) + M7C3 (s.)

Parametr Larsona-Millera Rysunek 161. Resztkowa wytrzymałość na pełzanie w postaci zależności log σb = f(L-M) w zależności od klasy struktury i stanu rozwoju procesów wydzieleniowych węglików wybranych wycinków głównych rurociągów pary świeżej pary kotłów energetycznych po długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania wykonanych z niskostopowej stali 14MoV6-3 ((f.gł.) – faza główna; (d.) – dużo; (s.) – średnio; (m.) – mało) 170

J. Dobrzański


Tablica 20. Trwałość resztkowa (resztkowa wytrzymałość na pełzanie) w zależności od klasy struktury, składu fazowego wydzieleń węglików i stopnia wyczerpania na przykładzie wybranych wycinków elementów przegrzewacza pary kotłów energetycznych po długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania wykonanych z niskostopowej stali 13CrMo4-5 Stan materiału


Oszacowany stopień wyczerpania te/tr

1)

Rodzaj i udział wydzieleń

Klasa struktury

Podklasy struktury

1 0/1

2 0/I; o/a; O

do 0,2

4 M3C (f.gł.)+ M23C6 (m.)+ M2C (m.)+ M6C (b.m.)

1/2

I; a; O

0,3

M23C6 (f.gł.).+ M2C (s.)+ M3C (b.m.)

3

2

I; a/b; O

0,3÷0,4

M6C (s.)+ M3C (m.)

3

I/II; b; O

0,4÷0,5

M6C (f.gł.).+ M7C3 (s.)+ M2C (b.m.)

(wg charakterystyki) dla Te = 540°C σe = 50 MPa

5

289 000 164 000 142 000 70 000

Tablica 21. Trwałość resztkowa (resztkowa wytrzymałość na pełzanie) w zależności od klasy struktury, składu fazowego wydzieleń węglików i stopnia wyczerpania na przykładzie wybranych wycinków elementów przegrzewacza pary kotłów energetycznych po długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania wykonanych z niskostopowej stali 10CrMo9-10 Stan materiału



1)


Klasa struktury

Podklasy struktury

1

2 0/I; a; O

0,2-0,3

2/3

I; a/b; 0

0,3-0,4

M6C (f.gł.).+ M23C6 (s.)

3

I/II; a/b; O

0,4

M6C (f.gł.)+ M7C3 (s.)+ M2C (sl.)

1

3

4 M6C (d.)+ M23C6 (s.)


5

218 000 251 000 289 000

Tablica 22. Trwałość resztkowa (resztkowa wytrzymałość na pełzanie) w zależności od klasy struktury, składu fazowego wydzieleń węglików i stopnia wyczerpania na przykładzie wybranych wycinków elementów przegrzewacza pary kotłów energetycznych po długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania wykonanych z niskostopowej stali 14MoV6-3 Stan materiału



1)


Klasa struktury

Podklasy struktury

1 1

2 0/I; a; O

0,2-0,3

4 MC (f.gł.)+ M2C (d.)

1/2

I; a; 0

0,3

M23C6 (f.gł.)+ M3C (s.)+ MC (s.)+ M2C (m.)

1/2

I; a; 0

0,3

MC (s.)+ M7C3 (s.)

2

I/II; a; 0

0,3-0,4

M2C (f.gł.)+ M7C3 (s.)

1)

3

((f.gł.) – faza główna;

(d.)


5

510 000 384 000 333 000 289 000

– dużo; (s.) – średnio; (m.) – mało; (b.m.) – bardzo mało; (sl.) – ślady)


171


Zależności prędkości pełzania w stanie stacjonarnym od naprężenia w stałej temperaturze odpowiadającej eksploatacyjnej 520°C dla stali 13CrMo4-5 przedstawiono na rysunku 164, a dla stali 10CrMo9-10 na rysunku 165. Natomiast na rysunku 166 przedstawiono takie zależności dla wycinków głównych rurociągów parowych wykonanych ze stali 14MoV6-3 w stałej temperaturze badania 520°C i 550°C. W oparciu o tak sporządzone charakterystyki można z prędkości pełzania w stanie ustalonym wyznaczyć rozporządzalną trwałość resztkową znając rzeczywistą wartość trwałego odkształcenia pełzania εe w wyniku dotychczasowej eksploatacji. Wartość tę można wyznaczyć dokonując pomiarów średnic otworów technologicznych komór. Wartość trwałego odkształcenia wynika z różnicy średnic otworu mierzonych w dwóch prostopadłych kierunkach: osiowym i obwodowym. Sposób ich wyznaczania zaproponowany przez autora został przedstawiony w publikacjach własnych [15, 50, 445, 467]. Dla badanych materiałów na podstawie badań pełzania wyznaczono graniczną wartość trwałego odkształcenia, przyjętą jako dopuszczalną εdop, gwarantującą bezpieczną eksploatację materiału pracującego w warunkach pełzania. Wynosi ona 2% dla niskostopowych stali

Czas do zerwania, tre, h

Klasa struktury - 0 ( 0 ,o, O ) - 1/2 ( 0/I, a, O ) - 2 ( I, a, O ) - 2/3 ( I, a/b, O ) - 2/3 ( I, a/b, O ) - 3 ( I/II, a, O ) - 4 ( I/II, a/b, O)

σb = 60 MPa

Temperatura badania Tb, °C Rysunek 162. Trwałość resztkowa w zależności od klasy struktury materiałów elementów głównych rurociągów parowych kotłów energetycznych po długotrwałej pracy w warunkach pełzania wykonanych ze stali 14MoV6-3 172

J. Dobrzański


Tablica 23. Trwałość resztkowa w zależności od klasy struktury i stopnia wyczerpania materiałów elementów głównych rurociągów parowych kotłów energetycznych po długotrwałej pracy w warunkach pełzania wykonanych ze stali 14MoV6-3 Parametry dotychczasowej eksploatacji

Stan materiału Klasyfikacja struktury Klasa Podklasy struktury struktury 1 2

Stopień wyczerpania te/tr 3

Temperatura Te, °C

Poziom naprężenia dalszej eksploatacji σe = 60 MPa

Czas te , h

Trwałość resztkowa tre, h w temperaturze, °C 550

560

4

5

6

7

0

0; o; O

0

0

0

600 000

340 000

1/2

0/I; a; O

0,2-0,3

540

118 000

450 000

280 000

2

I; a; O

0,3

540

148 000

300 000

210 000

2/3

I; a/b; O

0,3-0,4

540

105 000

250 000

140 000

2/3

I; a/b; O

0,3-0,4

540

200 000

140 000

90 000

3

I/II; a; 0

0,4

540

193 000

110 000

65 000

4

I/II; a/b; O

0,4÷0,5

540

186 000

85 000

50 000

Czas do zerwania, tre, h

Klasa struktury - 0 ( 0, o, O ) - 0/1 ( 0/I, o/a, O ) - 1 (I, a, O ) - 2 ( I/II, a/b, O ) - 3(II, b, O ) - 4 ( II, b, O/A )

σb = 100 MPa

Temperatura badania Tb, °C Rysunek 163. Trwałość resztkowa w zależności od klasy struktury materiałów elementów przegrzewacza pary kotłów energetycznych po długotrwałej pracy w warunkach pełzania wykonanych ze stali X20CrMoV11-1 6. Metodyka oceny trwałości rozporządzalnej i resztkowej badanych stali …

173


Tablica 24. TrwaáoĞü resztkowa w zaleĪnoĞci od klasy struktury i stopnia wyczerpania materiaáów komór wylotowych przegrzewacza pary kotáów energetycznych po dáugotrwaáej pracy w warunkach peázania wykonanych ze stali X20CrMoV11-1 Parametry dotychczasowej eksploatacji

Stan materiaáu Klasyfikacja struktury Klasa Podklasy struktury struktury 1 2

StopieĔ Temperatura wyczerTe, °C pania te/tr 3 4

Czas te , h

Poziom naprĊĪenia dalszej eksploatacji ıe = 100 MPa TrwaáoĞü resztkowa tre, h w temperaturze, °C 550

560

570

580

5

6

7

8

9

0

320 000

150 000

80 000

50 000

550

20 000

150 000

65 000

41 000

20 000

550

108 000

75 000

40 000

24 000

11 000

550

160 000

55 000

32 000

14 000

8 000

0,4-0,5

575

186 000

38 000

14 000

8000

3 500

0,5-0,6

580

186 000

1 000

600

350

180

0

0, 0, O

0/1

0/I, o/a, O

do 0,2

1

I, a, O

0,2-0,3

2

I/II, a/b, O

0,3-0,4

3

II, b, O

4

II, b, O/A

0

0

Tb = 520ºC

PrĊdkoĞü peázania Hs, %/h x 105

Klasa struktury 0/1 ( 0/I; o/a; 0 ) M3C (f.gá.)+ M23C6 (m.)+ M6C (m.) Klasa struktury 1/2 ( I; a; 0 ) M23C6 (f.gá.)+ M2C (s.)+ M3C (b.m )

.

Klasa struktury 2 ( I; a/b; 0 ) M6C (s.)+ M3C (m.) Klasa struktury 3 ( I/II; b; 0 ) M6C (f.gá.)+ M7C3 (s.)+ M2C (m.) ((f.gá.) – faza gáówna; (s.) – Ğrednio; (m.) – maáo; (b.m.) – bardzo maáo)

NaprĊĪenie badania Vb, MPa Rysunek 164. PrĊdkoĞü peázania w stanie stacjonarnym İ s w zaleĪnoĞci od naprĊĪenia ı dla temperatury dalszej eksploatacji 520°C w zaleĪnoĞci od klasy struktury i stanu rozwoju procesów wydzieleniowych wĊglików wybranych materiaáów komór wylotowych przegrzewaczy kotáów energetycznych po dáugotrwaáej eksploatacji w warunkach peázania wykonanych z niskostopowej stali 13CrMo4-5 174

J. DobrzaĔski

Materiaáoznawcza interpretacja trwaáoĞci stali dla energetyki

PrĊdkoĞü peázania Hs, %/h x 105

Tb = 520ºC

Klasa struktury 3 (I/II; a/b; 0) M6C (f.gá.)+ M7C3 (s.) + M2C (m.) Klasa struktury 2/3 (I; a/b; 0) M6C (f.gá.)+ M23C6 (s.) Klasa struktury 1 (0/I; a; 0) M6C (d.) + M23C6 (s.) ((f.gá.) – faza gáówna; (d.) – duĪo; (s.) – Ğrednio; (m.) – maáo)

NaprĊĪenie badania Vb, MPa Rysunek 165. PrĊdkoĞü peázania w stanie stacjonarnym İ s w zaleĪnoĞci od naprĊĪenia ı dla temperatury dalszej eksploatacji 520°C w zaleĪnoĞci od klasy struktury i stanu rozwoju procesów wydzieleniowych wĊglików wybranych materiaáów komór wylotowych przegrzewaczy kotáów energetycznych po dáugotrwaáej eksploatacji w warunkach peázania wykonanych z niskostopowej stali 10CrMo9-10 16Mo3, 13CrMo4-5 i 10CrMo9-10, natomiast 1% dla stali 14MoV6-3 i X20CrMoV11-1. RóĪnica pomiĊdzy dopuszczalną wartoĞcią trwaáego odksztaácenia İdop a zmierzoną wartoĞcią rzeczywistą İe wynikającą z dotychczasowej eksploatacji, bĊdąca pozostającą w dyspozycji wartoĞcią trwaáego odksztaácenia İep zapewniającą dalszą bezpieczną eksploatacjĊ, odniesiona do wyznaczonej prĊdkoĞci peázania İ es dla przewidywanego poziomu temperatury i naprĊĪenia dalszej eksploatacji umoĪliwia wyznaczenie resztkowej trwaáoĞci rozporządzalnej tre. Uzyskane w ten sposób wyniki resztkowej trwaáoĞci rozporządzalnej w zaleĪnoĞci od klasy struktury i odpowiadającej jej stopnia wyczerpania zestawiono w tablicy 25 dla stali 13CrMo4-5, w tablicy 26 dla stali 10CrMo9-10 oraz w tablicy 27 dla stali 14MoV6-3. 6. Metodyka oceny trwaáoĞci rozporządzalnej i resztkowej badanych stali …

175


a) Tb = 520ºC

.

Klasa struktury 1 ( 0/I; a; 0 ) MC (f.gá.)+ M2C (d.) Klasa struktury 1/2 ( I; a; 0 ) M23C6 (f.gá.)+ M3C (s.)+MC (s.)+ M2C (s.) Klasa struktury 1/2 ( I; a; 0 ) MC (s.)+M7C3 (s.)

b) Tb = 550ºC

Klasa struktury 2 ( I/II; a; 0 ) M2C (f.gá.)+ M7C3 (s.) ((f.gá.) – faza gáówna; (d.) – duĪo; (s.) – Ğrednio)

Rysunek 166. PrĊdkoĞü peázania w stanie stacjonarnym İ s w zaleĪnoĞci od naprĊĪenia ı dla temperatury dalszej eksploatacji 520 i 550°C w zaleĪnoĞci od klasy struktury i stopnia rozwoju procesów wydzieleniowych wĊglików materiaáów elementów rurociągów pary ĞwieĪej kotáów po eksploatacji w warunkach peázania wykonanych z niskostopowej stali 14MoV6-3 176

J. DobrzaĔski


Tablica 25. Rozporządzalna trwałość resztkowa w zależności od klasy struktury i stopnia wyczerpania na podstawie prędkości pełzania w stanie ustalonym materiałów komór wylotowych przegrzewacza pary kotłów energetycznych po długotrwałej pracy w warunkach pełzania wykonanych ze stali 13CrMo4-5 Parametry dotychczasowej eksploatacji Temperatura Te, °C

Czas te, h

1

2

540

121 000

540

123 243

Trwałe odkształcenie ε

Stan materiału

Całkowite dopuszczalne εdop, %

Zmierzone rzeczywiste εep, %

Pozostałe eksploatacji εep, %1

3

4

5

Klasa struktury 6

0,285

1,715

0/1

0,350

1,650

1/2

I, a, O I, a/b, O

Klasyfikacja struktury

Podklasy struktury 7

RozporząPrędkość dzalna pełzania trwałość ε& es , resztkowa tre, h Stopień w 520°C %/h wyczer-5 i przy x 10 pania te/tr σe = 50 MPa 2)

8

9

10

1,2

143 000

0,3

2,25

73 000

0,3-0,4

4,2

37 000

I/II, a/b, O 0,4-0,5

8,1

15 000

0/I, o/a, O do 0,2

2

1) 2)

540

100 000

0,430

1,570

2

540

127 000

0,780

1,220

3

Pozostałe dopuszczalne trwałe odkształcenie eksploatacji εep = εdop - εe Rozporządzalna trwałość resztkowa tre = εep / ε& es ; naprężenie dalszej eksploatacji σe

Tablica 26. Rozporządzalna trwałość resztkowa w zależności od klasy struktury i stopnia wyczerpania na podstawie prędkości pełzania w stanie ustalonym materiałów komór wylotowych przegrzewacza pary kotłów energetycznych po długotrwałej pracy w warunkach pełzania wykonanych ze stali 10CrMo9-10 Parametry dotychczasowej eksploatacji Temperatura Te, °C

1) 2)

Czas te, h

1

2

535

116 974

535

122509

520

92 966

RozporząPrędkość dzalna pełzania trwałość , ε& es resztkowa tre, h Pozostałe Klasyfikacja struktury Stopień w 520°C eksploatacji %/h wyczer1 i przy εep, % Klasa Podklasy pania te/tr x 10-5 σe = 50 MPa 2)

Trwałe odkształcenie ε

Stan materiału

Całkowite dopuszczalne εdop, %


3

4

5

0,435

1,565

1

0,690

1,310

2/3

0,810

1,190

3

2

struktury struktury 6 7

9

10

0/I, a, O 0,2-0,3

1,9

82 000

I, a/b, O 0,3-0,4

2,7

48 000

3,8

31 000

I/II, a/b, O

8

0,4



177


Tablica 27. Rozporządzalna trwałość resztkowa w zależności od klasy struktury i stopnia wyczerpania na podstawie prędkości pełzania w stanie ustalonym materiałów elementów głównych rurociągów parowych kotłów energetycznych po długotrwałej pracy w warunkach pełzania wykonanych ze stali 14MoV6-3 Parametry dotychczasowej eksploatacji Temperatura Te, °C

1) 2)

Czas te, h

1

2

540

150 000

545

136 980

540

180 000

546

127 000

Trwałe odkształcenie ε Całkowite dopuszczalne εdop, %

3

1


Prędkość pełzania

Stan materiału

Pozostałe eksploatacji εep, %1

Klasyfikacja struktury

Stopień wyczerPodklasy pania t /t e r

Klasa struktury struktury 6 7

4

5

0,195

0,805

1

0,235

0,765

1/2

0,265

0,735

1/2

0,305

0,695

2

8

0/I, a, O 0,2-0,3 I, a, O

0,3

I, a, O

0,3

I/II, a, O 0,3-0,4

ε& es

,

%/h x 10-5

Rozporządzalna trwałość resztkowa tre, h w 520°C i przy σe = 60 MPa 2)

9

10

0,68

118 000

1,2

64 000

2,0

37 000

2,7

26 000


Rodzaj i udział występujących wydzieleń, ma istotny wpływ na poziom własności użytkowych materiałów pracujących w warunkach pełzania zmienia się z czasem eksploatacji. Znaczenie ma nie tylko występowanie, ale i udział poszczególnych typów wydzieleń. Rentgenowska analiza osadu wyizolowanego elektrolitycznie wydzieleń umożliwia uzyskanie dyfraktogramów rentgenowskich, a ich analiza, w oparciu o wzorcowe dane rentgenograficzne, identyfikację poszczególnych typów węglików. Analiza porównawcza zarejestrowanych natężeń refleksów poszczególnych węglików posłużyła do półilościowej oceny udziałów poszczególnych typów wydzieleń. Przykład zależności udziałów poszczególnych występujących typów węglików od klasy struktury i stopnia wyczerpania w oparciu o metodę półilościową przedstawiono na rysunku 166 oraz zestawiono w tablicy 28 dla wybranych wycinków głównych rurociągów pary świeżej kotłów energetycznych po długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania, wykonanych z niskostopowej stali 14MoV6-3. Do rentgenowskiej ilościowej analizy fazowej wydzieleń węglikowych zastosowano metodę Rietvelda [550], a do obliczeń program SIROQUANTTM wykorzystujący dane modelowe dla poszczególnych typów węglików. Wynik wykonanych obliczeń przedstawiono w postaci zależności udziałów poszczególnych typów węglików od klasy struktury i stopnia wyczerpania dla wycinków wężownic przegrzewaczy pary po eksploatacji w warunkach pełzania wykonanych ze stali 13CrMo4-5 na rysunku 168 i ze stali 10CrMo9-10 na rysunku 169 oraz zestawiono odpowiednio w tablicach 29 i 30. 178

J. Dobrzański

UDZIAŁ WĘGLIKÓW


Rysunek 167. Rodzaj i udział występujących węglików w zależności od klasy struktury na przykładzie wybranych wycinków głównych rurociągów pary świeżej kotłów energetycznych po długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania wykonanych z niskostopowej stali 14MoV6-3 Tablica 28. Rodzaje i udział występujących węglików w zależności od klasy struktury i stopnia wyczerpania na przykładzie wybranych wycinków głównych rurociągów pary świeżej kotłów energetycznych po długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania wykonanych z niskostopowej stali 14MoV6-3 Stan materiału

Rodzaj i udział wydzieleń ((f.gł.) – faza główna; (d.) – dużo; (s.) – średnio; (m.) – mało; (b.m.) – bardzo mało)

Czas eksploatacji te, h

3

4

5

0; o; O

0

Fe3C (f.gł.); MC(V) (d.); MC(Mo) (m.); M2C (m.)

stan wyjściowy

1/2

0/I; a; O

0,2-0,3

MC(V) (f.gł.); Mo2C (f.gł.); M23C6 (m.); M6C (m.)

118 000

2

I; a; O

0,3

MC(V) (f.gł.); M2C; M23C6; Fe3C

193 000

2/3

I/II; a; 0

0,3-0,4

MC; M23C6; Fe3C; M2C

200 000

3

I/II; a/b; O

0,4-0,5

M23C6 (f.gł.); MC(V); M7C3; Fe3C

164 000

Klasa struktury

Podklasy struktury

Stopień wyczerpania te/tr

1

2

0


179


Rysunek 168. Rodzaje występujących węglików w zależności od klasy struktury na przykładzie wybranych wycinków głównych rurociągów pary świeżej kotłów energetycznych po długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania, wykonanych z niskostopowej stali 13CrMo4-5 Tablica 29. Rodzaje występujących węglików w zależności od klasy struktury i stopnia wyczerpania na przykładzie wybranych wycinków elementów przegrzewacza pary kotłów energetycznych po długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania, wykonanych z niskostopowej stali 13CrMo4-5 Stan materiału Klasa struktury

Podklasy struktury




1

2

3

4

5

0/1

0/I; o/a; O

do 0,2

M3C (f.gł.); M7C3 (m.);

69 618

1

0/I; a; O

0,2

M3C (f.gł.); M2C (m.); M23C6 (m.); M7C3 (m.); M6C (b.m.)

91 979

1/2

I; a; O

0,3-0,4

M3C (f.gł.); M2C (m.); M7C3 (m.)

148 054

2/3

I/II; a; 0

0,4-0,5

M3C (d.); M23C6 (d.); M2C (s.); M7C3 (b.m.)

148 054

3

I/II; a/b; O

0,6

M3C (f.gł.); M7C3 (s.) M2C (s.); M23C6 (m.);

122 621

180

J. Dobrzański


Rysunek 169. Rodzaje występujących węglików w zależności od klasy struktury na przykładzie materiałów wybranych wycinków głównych rurociągów pary świeżej kotłów energetycznych po długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania wykonanych z niskostopowej stali 10CrMo9-10 Tablica 30. Rodzaje występujących węglików w zależności od klasy struktury i stopnia wyczerpania na przykładzie wybranych wycinków elementów przegrzewacza pary kotłów energetycznych po długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania wykonanych z niskostopowej stali 10CrMo9-10 Stan materiału



Klasa struktury

Podklasy struktury


1

2

3

4

5

0/1

0; o; O

0,2

M3C (s.); M2C (s.); M23C6 (s.); M7C3 (s.)

6 948

1

0/I; a; O

0,2-0,3

M2C (d.); M23C6 (d.); M7C3 (s.); M3C (m.); M6C (b.m.)

69 618

1

0/I; a; O

0,2-0,3

M2C (d.); M23C6 (d.); M7C3 (s.); M3C(m.); M6C (b.m.)

69 618

1

0/I; a; O

0,2-0,3

M23C6 (d.); M2C (d.); M7C3 (s.); M3C (m.); M6C (b.m.)

69 618

1/2

I; a; O

0,3

M7C3 (d.); M23C6 (d.); M2C (s.); M3C (m.); M6C (m.)

156 526

2

I/II; a; O

0,3-0,4

M23C6 (f.gl.); M7C3 (d.); M2C (m.); M3C (m.); M6C (m.)

141 642


181


Ocena trwałości resztkowej i resztkowej trwałości rozporządzalnej, a więc oszacowanie lub wyznaczenie możliwego czasu dalszej bezpiecznej eksploatacji, odgrywa, oprócz czynnika ekonomicznego, szczególnie ważną rolę w przypadku planowanej modernizacji części ciśnieniowej kotła, wymagającej oceny stanu jej elementów i podjęcia decyzji o wymianie lub pozostawieniu w eksploatacji poszczególnych elementów, zwłaszcza gdy został przekroczony obliczeniowy czas pracy. W diagnostyce mającej na celu dopuszczenie do dalszej eksploatacji elementów krytycznych części ciśnieniowej kotłów pracujących w warunkach pełzania, po przekroczeniu obliczeniowego czasu pracy stosowane są procedury opracowane przez zespół kierowany przez autora, które zostały zaprezentowane i omówione w licznych pracach badawczych i publikacjach własnych [14-19, 21, 25, 29, 31, 32, 35-37, 39-42, 44, 47, 50, 59, 60, 63, 88, 93, 94, 97, 101, 104, 105]. W ocenie elementów ocena materiałów realizowana jest w oparciu o sposób oceny i kwalifikacji do dalszej pracy najczęściej stosowanych stali niskostopowych o strukturze ferrytyczno-perlitycznej lub ferrytyczno-bainitycznej oraz wysokochromowej stali o strukturze odpuszczonego martenzytu, który jest wynikiem ok. czterdziestoletnich badań i doświadczeń diagnostycznych autora. Oprócz charakterystyk minimalnej trwałości resztkowej w zależności od poziomu naprężenia i przewidywanej temperatury dalszej eksploatacji dla różnych poziomów temperatury z zakresu eksploatacyjnego, które pokazano na rysunkach 66-68 w rozdziale 3 opracowania, zaproponowano podobne charakterystyki dla minimalnej resztkowej trwałości rozporządzalnej badanych niskostopowych stali nie wykazujących zapoczątkowania procesów uszkodzeń wewnętrznych. Charakterystyki te pokazano na rysunkach 170-172 odpowiednio dla stali 13CrMo4-5, 10CrMo9-10 oraz 14MoV6-3. Umożliwiają one wstępne wyznaczenie przewidywanego minimalnego czasu dalszej bezpiecznej pracy dla przewidywanych parametrów dalszej eksploatacji (σep, Tep). Wyznaczenie tego czasu pozwala na podejmowanie właściwych decyzji o sposobie dalszego postępowania z badanym elementem pracującym w warunkach pełzania; doboru metod badawczych i pomiarów umożliwiających oszacowanie lub wyznaczenie czasu dalszej bezpiecznej eksploatacji bądź podanie czasu do następnego przeglądu, przeprowadzenia naprawy lub dokonanie wymiany elementu na nowy.

182

J. Dobrzański

Naprężenie robocze dalszej eksploatacji σep, MPa


13CrMo4-5

500°C 510°C 520°C 530°C 540°C 550°C 560°C 570°C


Bezpieczny czas przedłużonej eksploatacji tbe, h (rozporządzalna trwałość resztkowa) Rysunek 170. Charakterystyki minimalnej resztkowej trwałości rozporządzalnej w postaci zależności log σep= f (log tbe) dla różnych poziomów przewidywanej temperatury dalszej eksploatacji niskostopowej stali 13CrMo4-5 po eksploatacji poza obliczeniowy czas pracy o niezapoczątkowanym procesie wewnętrznych uszkodzeń

10CrMo9-10

500°C 510°C 520°C 530°C 540°C 550°C 560°C 570°C 580°C

Bezpieczny czas przedłużonej eksploatacji tbe, h (rozporządzalna trwałość resztkowa) Rysunek 171. Charakterystyki minimalnej resztkowej trwałości rozporządzalnej w postaci zależności log σep= f (log tbe) dla różnych poziomów przewidywanej temperatury dalszej eksploatacji niskostopowej stali 10CrMo9-10 po eksploatacji poza obliczeniowy czas pracy o niezapoczątkowanym procesie wewnętrznych uszkodzeń 6. Metodyka oceny trwałości rozporządzalnej i resztkowej badanych stali …

183



500°C 510°C 520°C 530°C 540°C 550°C 560°C 570°C 580°C

14MoV6-3

Bezpieczny czas przedłużonej eksploatacji tbe, h (rozporządzalna trwałość resztkowa) Rysunek 172. Charakterystyki minimalnej resztkowej trwałości rozporządzalnej w postaci zależności log σep= f (log tbe) dla różnych poziomów przewidywanej temperatury dalszej eksploatacji niskostopowej stali 14MoV6-3 po eksploatacji poza obliczeniowy czas pracy o niezapoczątkowanym procesie wewnętrznych uszkodzeń Sposób oceny i kwalifikacji do dalszej pracy badanych stali pracujących w warunkach pełzania bez uszkodzeń wewnętrznych przedstawiono w postaci graficznej na rysunku 173. Rysunek składa się z dwóch elementów. Pierwszym elementem jest schematyczna krzywa pełzania będąca zależnością trwałego odkształcenia ε od stopnia wyczerpania materiału te/tr, na której zaznaczono występowanie poszczególnych klas struktury. Drugim elementem jest tabela, na podstawie której, w oparciu o wcześniej dokonaną ocenę stanu materiału i określenie klasy jego struktury, można tej klasie przypisać stopień wyczerpania. Każdej klasie przyporządkowany jest maksymalny dopuszczalny okres eksploatacji do następnego przeglądu. Okres ten podany został w godzinach i latach. Ważnym staje się ten rodzaj dopuszczalnego okresu eksploatacji do następnego przeglądu, który pierwszy zostanie osiągnięty. Istotny wpływ na upłynięcie wyznaczonego okresu ma nie tylko rzeczywisty czas eksploatacji, ale również liczba odstawień i uruchomień oraz łączny czas postojów kotła. Wyznaczone okresy eksploatacji do następnego przeglądu są zróżnicowane w zależności od czasu dotychczasowej eksploatacji, tzn. z przedziału pomiędzy 100 000 a 200 000 godzin lub powyżej 200 000 godzin oraz 184

J. Dobrzański


gatunku stali, tzn. należącej do grupy niskostopowych stali ferrytyczno-perlitycznych oraz niskostopowych dwuskładnikowych stali ferrytyczno-bainitycznych lub niskostopowych trójskładnikowych stali ferrytyczno-bainitycznych oraz wysokochromowej stali o strukturze odpuszczonego martenzytu. Ponadto w oparciu o odpowiadający klasie struktury wskaźnik n, podany w tablicy będącej częścią rysunku, można z podanego wzoru wyznaczyć prognozowany czas dalszej eksploatacji tep. Wartości wskaźnika n dla danej klasy struktury jest zróżnicowana podobnie, jak dla wyznaczonych okresów eksploatacji, tzn. dla dwóch grup gatunków stali. Sposób oceny i kwalifikacji do dalszej pracy badanych stali pracujących w warunkach pełzania z uszkodzeniami wewnętrznymi przedstawiono w postaci graficznej na rysunku 174. Rysunek również składa się z dwóch elementów. Pierwszym elementem jest schematyczna krzywa pełzania będąca zależnością trwałego odkształcenia ε od stopnia wyczerpania materiału te/tr, na której zaznaczono występowanie poszczególnych klas uszkodzenia. Drugim elementem jest tabela, na podstawie której, w oparciu o wcześniej dokonaną ocenę stanu materiału i określenie klasy uszkodzenia, można tej klasie przypisać stopień wyczerpania. Każdej klasie uszkodzenia przyporządkowany jest maksymalny dopuszczalny okres eksploatacji do następnego przeglądu. Okres ten podany został w godzinach i latach. Ważnym staje się ten rodzaj dopuszczalnego okresu eksploatacji do następnego przeglądu, który pierwszy zostanie osiągnięty. Istotny wpływ na upłynięcie wyznaczonego okresu, tak jak poprzednio, ma nie tylko rzeczywisty czas eksploatacji, ale również liczba odstawień i uruchomień oraz łączny czas postojów kotła. Wyznaczone okresy eksploatacji do następnego przeglądu, zależne od klasy uszkodzeń, zostały zróżnicowane dla badanych grup gatunków stali, tzn. należących do grupy niskostopowych stali ferrytyczno-perlitycznych oraz niskostopowych dwuskładnikowych stali ferrytyczno-bainitycznych lub niskostopowych trójskładnikowych stali ferrytyczno-bainitycznych oraz wysokochromowej o strukturze odpuszczonego martenzytu. W ocenie stanu materiału, a tym bardziej w ocenie stanu elementu, jego przydatności oraz prognozie czasu dalszej bezpiecznej eksploatacji, istotnym elementem jest wybór reprezentatywnych miejsc do badań materiałowych. Wynika to ze zróżnicowania stopnia degradacji struktury w zależności od miejsca na badanym elemencie, będącego skutkiem zróżnicowanego wytężenia. Jest to pierwsza wykonywana czynność decydująca o wiarygodności przeprowadzanej oceny stanu materiału, służącej do oszacowania lub wyznaczenia trwałości resztkowej


185


Czas Stale dotychczaOkres t. f-b i m2) sowej eksploatacji do eksploatacji Stale następnego powyżej f-p i 4.) przeglądu 200 000 h d. f-b1) (powtórnych Czas Stale badań materiadotychczat. f-b i m2) łowych); sowej godziny lub Stale eksploatacji 5) lata f-p i od 100 000 do 200 000 h d. f-b1)

Prognozowany czas dalszej bezpiecznej eksploatacji tep 3), h

maks.40 000 lub 6 lat

maks.15 000 lub 2,5 roku

maks.30 000 lub 4 lata


40 000 lub 6 lat


15 000 lub 2,5 roku

maks.30 000 lub 4 lata


30 000 lub 4 lata

maks.4 000 lub 10 miesięcy maks.6 000 lub 1 rok maks.10 000 lub 2 lata maks.10 000 lub 2 lata

Stale t. f-b i m2)

0,70

0,65

0,55

0,45

0,35

0,30

0,20

0,10

Stale f-p i d. f-b 1)

0,75

0,70

0,60

0,50

0,40

0,35

0,25

0,15

Stopień wyczerpania te/tr 1.)

do 0,2

0,2

0,2-0,3

0,3

0,3-0,4

0,4

0,4-0,5

0,5

Klasa struktury

0/1

1

1/2

2

2/3

3

3/4

4

n × te 1, 00 - n

Wskaźnik n

,

Odkształcenie ε

t ep =

30 000 lub 4 lata


0/1

1

1/2

2

2/3

3

3/4

4

Stopień wyczerpania te/tr Uwagi: 4 klasa struktury f-p i d. f-b: stale ferrytyczno-perlityczne i dwuskładnikowe ferrytyczno-bainityczne, 2.) t. f-b i m: stale trójskładnikowe ferrytyczno-bainityczne i stale martenzytyczne, 3.) dla dotychczasowych parametrów roboczych eksploatacji, 4.) oprócz prognozy na podstawie wyników badań nieniszczącymi metodami materiałowymi wymagane wyniki badań niszczącymi metodami materiałowymi, w tym wyznaczenie trwałości resztkowej i rozporządzalnej resztkowej na podstawie wyników skróconych prób pełzania, 5) jako graniczny warunek, który zostanie pierwszy spełniony

1.)

Rysunek 173. Sposób oceny i kwalifikacji do dalszej pracy najczęściej stosowanych stali niskostopowych o strukturze ferrytyczno-perlitycznej lub ferrytyczno-bainitycznej oraz wysokochromowej stali o strukturze odpuszczonego martenzytu bez uszkodzeń wewnętrznych, po eksploatacji w warunkach pełzania 186

J. Dobrzański


Stale t. f-b i m3)

maks. 30 000 lub 4,5 roku

maks. 20 000 lub 3 lata

maks. 10 000 lub 2 lata

maks. 6 000 lub 1 rok

maks. 2000 lub0,9 ÷1,0

C

D

Odkształcenie ε

Okres eksploatacji do następnego przeglądu (powtórnych badań materiałowych); godziny lub lata4)

D C 0/A A

A

B1

B2

Stopień wyczerpania te/tr Uwagi: A Klasa uszkodzenia 1.) w zależności od gatunku stali i parametrów pracy, 2.) f-p i d. f-b: stale ferrytyczno-perlityczne i dwuskładnikowe ferrytyczno-bainityczne, 3.) t. f-b i m: stale trójskładnikowe ferrytyczno-bainityczne i stale martenzytyczne, 4.) jako graniczny warunek, który zostanie pierwszy spełniony

Rysunek 174. Sposób oceny i kwalifikacji do dalszej pracy najczęściej stosowanych stali niskostopowych o strukturze ferrytyczno-perlitycznej lub ferrytyczno-bainitycznej oraz wysokochromowej stali o strukturze odpuszczonego martenzytu w zakresie uszkodzeń wewnętrznych, po eksploatacji w warunkach pełzania 6. Metodyka oceny trwałości rozporządzalnej i resztkowej badanych stali …

187


i resztkowej trwałości rozporządzalnej. Wybór reprezentatywnych miejsc do badań materiałowych musi być poprzedzony: • zebraniem doświadczeń eksploatacyjnych i ich analizą, • analizą wyników pomiarów rzeczywistych parametrów pracy w czasie eksploatacji dostarczonych przez użytkownika obiektu, • sporządzeniem mapy występowania defektów na podstawie badań endoskopowych, defektoskopowych i pomiarów, • analizą stanu naprężeń, odkształceń i temperatury metodą elementów skończonych. Często stosowane są również metody fizyczne: własności magnetycznych, szumów Berkhausena [542-545], pamięci magnetycznej metalu (metoda MPM) [546, 547] oraz współczynnika intensywności tłumienia (metoda WIT) [548-550]. Badania porównawcze uzyskanych wyników tymi metodami pozwalają wskazać miejsca, które winny być przedmiotem badań materiałowych. Metody te jednak nie mają zbyt wielkiego zastosowania w ocenie ilościowej ze względu na brak ich weryfikacji metodami niszczącymi i małą powtarzalność uzyskiwanych wyników badań. Zarówno doświadczenia eksploatacyjne jak i analiza pomiarów rzeczywistych warunków pracy są podstawą wyboru miejsc badań na elemencie oraz wyboru rodzaju badań diagnostycznych niezbędnych do wykonania. Sporządzanie map obszarów o największym natężeniu występowania defektów jest etapem poprzedzającym opracowanie modelu stanu naprężeń wybranych elementów krytycznych. Do sporządzania takich map wykorzystywane są wyniki badań diagnostycznych prowadzonych podczas planowanych, okresowych przeglądów kotłów [102, 105]. W analizie wytężenia materiału wykorzystywana jest również metoda elementów skończonych (MES). Ze względu na złożoność obiektów obliczenia rozkładu naprężeń w ściankach elementów krytycznych przeprowadza się najczęściej w dwóch etapach. W etapie pierwszym określa się wielkości sił wewnętrznych (wynikających z rozszerzalności cieplnej) obciążających składowe części elementu i wywołane nimi naprężenia na przekroju jego ścianki. W etapie drugim badany jest wpływ zmienności obciążeń termicznych wynikających z nieustalonych warunków pracy analizowanego obiektu na wytężenie materiału w wybranych węzłach konstrukcyjnych [102, 105, 490, 539, 540]. Wybrany element takiej analizy wytężenia w postaci rozkładu naprężeń zastępczych obliczonych wg hipotezy Hubera na przykładzie komory wylotowej przegrzewacza pary pierwotnej wyższego stopnia kotła o dużej wydajności pokazano w postaci graficznej na rysunku 175 [102]. 188

J. Dobrzański


a)

b)

z

naprężenie zastępcze wg Hubera σr [MPa]

x

y Naprężenie zastępcze wg Hubera

σr [MPa]

komora przegrzewacza P4

210 180 150 120 90 60 30 0

y

z

x

osie rur wężownic wylotowych

komora przegrzewacza P3

Rysunek 175. Rozkład naprężeń zastępczych: a) w komorze przegrzewacza pary, b) zespołu komór przegrzewaczy po odkształceniu cieplnym oraz jego postać geometryczna przy założeniu sztywnego mocowania komór do belek nośnych [102] Trafność dokonywanej oceny trwałości resztkowej jest również zależna od klasy struktury i klasy wewnętrznych uszkodzeń oraz zastosowanych metod badawczych. Im wyższa jest klasa uszkodzeń wewnętrznych, tym mniejsza jest liczba niezbędnych metod badawczych zastosowanych dla przeprowadzenia trafnej i wiarygodnej oceny stanu materiału. Przybliżoną trafność oceny wraz z prognozą dalszej bezpiecznej eksploatacji materiału elementu w zależności od stanu klasy struktury oraz wewnętrznych uszkodzeń i zastosowanych metod badań zestawiono w tablicy 31. Opracowana i opisana w niniejszym rozdziale metodyka oceny stanu materiału, oceny stanu elementu, jego trwałości resztkowej i trwałości rozporządzalnej oraz oceny jego przydatności do dalszej eksploatacji i prognozy czasu dalszej bezpiecznej eksploatacji została wykorzystana przez autora w ok. tysiącu przypadków w praktyce przemysłowej, z których kilkaset zacytowano w niniejszej pracy, przynosząc miliardowe efekty ekonomiczne. Należy zauważyć, że w żadnym z omawianych przypadków nie stwierdzono popełnienia błędu w zakresie ustalenia czasu dalszej bezpiecznej eksploatacji elementów instalacji energetycznych, co można uznać za dowód wykonanej weryfikacji doświadczalnej opracowanej metodyki, stanowiącej przedmiot niniejszej monografii. 6. Metodyka oceny trwałości rozporządzalnej i resztkowej badanych stali …

189


Tablica 31. Przybliżona trafność oceny oraz prognoza dalszej bezpiecznej eksploatacji materiału elementu w zależności od klasy struktury oraz wewnętrznych uszkodzeń i zastosowanych metod badawczych Prognoza Przybliżona Orientacyjny dotycząca Zakres badań Klasa trafność stopień diagnostycznych dalszej pracy uszkodzenia oceny, % wyczerpania godziny (lata) Szlif na elemencie, badania makroskopowe, badania defektoskopowe, endoskopowe

95

natychmiastowa naprawa lub wymiana

powyżej 0,85

D

Szlif na elemencie, przenośny mikroskop LM – pow. do 400x

95

max. 3500 h (0,5 roku) naprawa lub wymiana

od 0,70 do 0,80

C

~55

ocena wstępna

powyżej 60

do 10 000 h (1,5 roku)

powyżej 80

do 20 000 h (3 lata)

od 0,60 do 0,80

B

powyżej 90

powyżej 25 000 h (4 lata)

~55

ocena wstępna 10 000 h (1,5 roku)

powyżej 60

maks. 10 000 h (1,5 roku)

powyżej 75

do maks. 20 000 h (3 lata)

od 0,40 do 0,60

A

powyżej 80


powyżej 95


~55

ocena wstępna do ~10 000h (1,5 roku)

powyżej 75


poniżej 0,40

O/A lub O

Szlif na elemencie, przenośny mikroskop LM – pow. do 400 x Szlif na elemencie + replika, mikroskop stacjonarny LM pow. do 1000x Szlif na elemencie + replika cieniowana, mikroskop SEM – pow. do 5000x, bank danych Jak wyżej + badania niszczące (głównie pełzanie), bank danych, mikroskop SEM – pow. do 5000x Szlif na elemencie, przenośny mikroskop LM – pow. do 400x Szlif na elemencie + replika cieniowania, przenośny mikroskop + stacjonarny LM – pow. do 1000x Jak wyżej + bank danych, mikroskop SEM – pow. do 5000x Jak wyżej + analiza RTG izolatu, bank danych, mikroskop SEM – pow. do 5000x mikroanalizator RTG Jak wyżej + badania niszczące (głównie pełzanie) bank danych, mikroskop SEM – pow. do 5000x, mikroanalizator RTG Szlif na elemencie + replika, przenośny mikroskop + stacjonarny LM – pow. do 1000x Jak wyżej + replika cieniowana, mikroskop SEM – pow. do 5000x, bank danych Jak wyżej + analiza RTG izolatu, bank danych, mikroskop SEM – pow. do 5000x mikroanalizator RTG Jak wyżej + badania niszczące (głównie pełzanie), mikroskop SEM – pow. do 5000x, bank danych, mikroanalizator RTG

190

powyżej 80

powyżej 40 000 h (6 lat)

95

powyżej 40 000 h (6 lat)

J. Dobrzański


7. Podsumowanie i uwagi końcowe Rozwój gospodarczy kraju i wzrost produkcji przemysłowej w Polsce zależą od zaspokojenia zapotrzebowania na energię elektryczną. W okresie do 2020 roku zwiększy się ono prawie dwukrotnie w porównaniu z rokiem 1997 [436]. Węgiel kamienny w tym okresie nadal będzie stanowił ok. 30% ogólnego bilansu surowców energetycznych. Rozwój technologii energetycznych w dużej mierze zależy od czynników materiałowo-technologicznych [437-443]. Wytrzymałość materiałów w podwyższonej temperaturze zależy głównie od kombinacji temperatury, naprężenia i czasu eksploatacji, a także od agresywności środowiska, decydując o przebiegu procesów niszczenia, w tym głównie wskutek pełzania, które jest podstawowym procesem determinującym mechaniczne zachowanie się metali i stopów w podwyższonej temperaturze, jako procesu degradującego własności, a także od czynników technologicznych i konstrukcyjnych. W praktyce czas bezpiecznej i wydajnej pracy jest jedynym interesującym wskaźnikiem ilościowym, związanym bezpośrednio z trwałością, jako miarą ogólnie pojętego wytężenia materiału lub elementu konstrukcyjnego urządzeń i instalacji energetycznych, ciepłowniczych i petrochemicznych. Materiały stosowane do budowy urządzeń energetycznych i petrochemicznych powinny się cechować małą podatnością na pękanie, w tym szczególnie na tworzenie kruchego złomu w warunkach współdziałania czynników mechanicznych, korozyjnych i aktywowanych cieplnie, a nade wszystko wymaganą odpornością na odkształcenie plastyczne w podwyższonej temperaturze, a powyżej temperatury granicznej Tg – wymaganą wytrzymałością na pełzanie. Ponieważ ok. 90% eksploatowanych w Polsce bloków energetycznych przekroczyło obliczeniowy czas pracy 100 000, a większość nawet 200 000 godzin, a ich okres użytkowania nierzadko osiągnął 40 a nawet 50 lat, zapewnienie dyspozycyjności pracujących jednostek i ich dalszej bezpiecznej eksploatacji, jest determinantą zapewnienia obecnego poziomu produkcji energii elektrycznej w Polsce, zważywszy że obserwuje się nadal niewielkie zaangażowanie inwestycyjne w sektorze energetycznym. Decyzje o przedłużeniu eksploatacji elementów instalacji energetycznych poza czas obliczeniowy stały się więc koniecznością, zważywszy że ich rzeczywiste zużycie eksploatacyjne jest zwykle znacznie mniejsze od całkowitego, na co wpływa m.in. liczba i wielkość współczynników bezpieczeństwa stosowanych w projektowaniu, a wynikających z uproszczeń przyjmowanych w tym procesie i niewiedzy projektantów, średnia czasowa wytrzymałość na pełzanie charakterystyczna dla każdego z gatunków 7. Podsumowanie i uwagi końcowe

191


stali będących przedmiotem badań, której wartość rzeczywista zwykle jest większa od wartości przyjętej do obliczeń, rzeczywista grubość ścianki rur większa od przyjmowanej do obliczeń i powiększona o wymagane naddatki, rzeczywiste warunki temperaturowo-naprężeniowe pracy najczęściej niższe od przyjętych w obliczeniach, a podejmowanie decyzji w tym zakresie wymaga racjonalnej diagnostyki, przeglądów i napraw. Złożoność wymienionych zagadnień stała u podstaw opracowania niniejszej monografii powstałej w oparciu o wyniki własnych długoletnich badań autora w tym zakresie [1-435] i w celu ich podsumowania, której teza stanowi, że obiektywna ocena trwałości materiału pracującego w warunkach pełzania możliwa jest jedynie w oparciu o zespół materiałoznawczych metod i technik badawczych, obejmujących wyniki badań metalograficznych, badań własności mechanicznych i metod obliczeniowych. Poznawcze i praktyczne cele niniejszej pracy dotyczą przedstawienia opisu procesu degradacji materiału podczas długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania, zmian jego struktury i rozwoju wewnętrznych uszkodzeń i związanych z tym zmian własności mechanicznych, jako podstawy opracowania obiektywnej metody oceny stanu materiału i jego przydatności do dalszej eksploatacji w warunkach pełzania, z uwzględnieniem materiałoznawczej interpretacji przyczyn zmian struktury i własności oraz oceny trwałości stali stosowanych na elementy energetyczne pracujące w warunkach pełzania. Dokonywana ocena każdorazowo wymaga wykonania

komplementarnych

badań i pomiarów, których dobór jest zależny m.in. od rodzaju i warunków pracy analizowanego elementu konstrukcyjnego, a także od możliwości dostępu do tego elementu. Oszacowanie stanu materiału wymaga wyznaczenia stopnia wyczerpania (te/tr) będącego stosunkiem czasu dotychczasowej eksploatacji te do czasu do zerwania tr odniesionego do warunków temperaturowo-naprężeniowych. Znajomość czasu dotychczasowej eksploatacji odniesiona do oszacowanego lub wyznaczonego stopnia wyczerpania pozwala wyznaczyć trwałość resztkową tre będącą czasem pozostającym do zniszczenia materiału dla zdefiniowanych warunków dotychczasowej pracy. Czasem dalszej bezpiecznej eksploatacji jest część tego czasu, nazywana resztkową trwałością rozporządzalną tbe, definiowana jako czas do osiągnięcia końca drugiego okresu pełzania. Wymienione badania i pomiary wykonano na elementach po długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania przy rzeczywistym czasie znacznie dłuższym od obliczeniowego czasu pracy 100 000 godzin (tabl. 2) z wybranych stali niskostopowych 16Mo3, 14MoV6-3, 13CrMo4-5, 10CrMo9-10 oraz wysokochromowej X20CrMoV11-1 (tabl. 1), w szczególności dotyczących wyczerpania i związanych z tym procesów wydzieleniowych 192

J. Dobrzański


oraz uszkodzenia tych stali, jak również oryginalnej autorskiej metodologii oceny trwałości resztkowej, włącznie z wykorzystaniem metod sztucznej inteligencji do modelowania wybranych procesów oraz predykcji bezpiecznego czasu dalszej eksploatacji. Zmiany w strukturze badanych materiałów w czasie pracy w warunkach pełzania zachodzą w jej podstawowych składnikach fazowych oraz występujących wydzieleniach, powodując w końcu powstawanie i rozwój wewnętrznych uszkodzeń. Udział poszczególnych procesów i ich intensywność zależą od typu struktury stanu wyjściowego i stopnia wyczerpania. W pierwszym okresie największe zmiany są związane z rozpadem perlitu i/lub bainitu w stalach niskostopowych oraz odpuszczonego martenzytu w stali wysokochromowej. Ze wzrostem stopnia wyczerpania intensywność tych zmian maleje, natomiast rośnie intensywność procesów wydzieleniowych. Zaawansowany stan rozwoju procesów wydzieleniowych wiąże się z zapoczątkowaniem i rozwojem wewnętrznych uszkodzeń, powodując inicjację nieciągłości najczęściej pod koniec drugiego lub z początkiem trzeciego okresu pełzania. Zależy to od rodzaju struktury i parametrów eksploatacji. Dla opracowywania systemu oceny stanu materiału po długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania konieczna jest znajomość poziomu własności użytkowych odpowiadających określonemu stanowi struktury i odpowiadającemu mu stopniowi wyczerpania, natomiast nie jest wymagana znajomość struktury i własności stanu wyjściowego, jak również historii eksploatacji danego elementu, jako głównych czynników o istotnym wpływie na stan struktury materiału po eksploatacji, które są zakodowane w ocenianym materiale. Znajomość warunków eksploatacji może być jednak pomocna w definiowaniu warunków i prognozowaniu czasu dalszej eksploatacji. Stopień wyczerpania materiałów pracujących w warunkach pełzania jest skutkiem nakładania się zmian w strukturze, związanych ze składnikami fazowymi, procesami wydzieleniowymi oraz uszkodzeniami wewnętrznymi. Zmianom struktury wszystkich badanych stali przypisano odpowiadający im stopień wyczerpania, a jemu z kolei przyporządkowano główne klasy struktury, ujmujące klasy procesów składowych zmian w strukturze badanych stali i na tej podstawie opracowano klasyfikację stanu badanych stali pracujących w warunkach pełzania. Opracowana klasyfikacja dla każdej z badanych stali składa się dwóch części, pierwszej – obejmującej badane stale po eksploatacji bez wewnętrznych uszkodzeń i drugiej – uwzględniającej uszkodzenia wewnętrzne. Dla zmian struktury i jej stanów zdefiniowanych dla kolejnych etapów sporządzonych klasyfikacji, na podstawie wyników badań opracowano wzorce struktury ilustrujące etapy tych zmian w badanych stalach. 7. Podsumowanie i uwagi końcowe

193


Schematy zmian struktury badanych stali po eksploatacji w warunkach pełzania obejmujące klasy rozpadu perlitu/bainitu lub martenzytu, rozwoju procesów wydzieleniowych oraz rozwoju uszkodzeń wewnętrznych w zależności od stopnia wyczerpania odniesione do głównej klasy struktury przedstawiono na tle krzywej pełzania odrębnie dla stali niskostopowych o strukturze ferytyczno-perlitycznej lub ferrytyczno-bainitycznej z ewentualnym udziałem perlitu oraz odrębnie dla stali wysokochromowej o strukturze odpuszczonego martenzytu. Zmianom struktury przypisano zatem odpowiadający im stopień wyczerpania, natomiast stopniowi wyczerpania przyporządkowano główną klasę struktury, ujmującą klasy procesów składowych zmian w strukturze. Metodologia oceny stanu badanych stali po eksploatacji w warunkach pełzania oparta jest na ocenie zmian w strukturze procesów składowych tzn.: zmian w strukturze odpowiednio perlitu, bainitu lub martenzytu, rozwoju procesów wydzieleniowych oraz rozwoju uszkodzeń wewnętrznych, odniesionych do stopnia wyczerpania. Dokonując oceny podanych elementów składowych struktury i przypisując odpowiadające im klasy ujawnione na podstawie badań strukturalnych, wyznacza się główną klasę struktury i odpowiadający jej stopień wyczerpania. Znając stopień wyczerpania stali i dotychczasowy czas eksploatacji, można oszacować trwałość resztkową, czyli czas pozostający do zniszczenia materiału, którego częścią jest rozporządzalna trwałość resztkowa, będąca bezpiecznym czasem dalszej eksploatacji dla dotychczasowych warunków pracy lub dla warunków roboczych dalszej pracy podanych przez eksploatatora. Sposób oceny i kwalifikacji do dalszej pracy badanych stali pracujących w warunkach pełzania w dwóch wariantach bez uszkodzeń wewnętrznych i z nimi przedstawiono graficznie na rysunku składającym się każdorazowo z dwóch elementów. Pierwszym elementem jest schematyczna krzywa pełzania będąca zależnością trwałego odkształcenia ε od stopnia wyczerpania materiału te/tr, na której zaznaczono występowanie poszczególnych klas struktury. Drugim elementem jest tabela, na podstawie której, w oparciu o wcześniej dokonaną ocenę stanu materiału i określenie klasy jego struktury, można tej klasie przypisać stopień wyczerpania. Każdej klasie przyporządkowany jest maksymalny dopuszczalny okres eksploatacji do następnego przeglądu. Okres ten podany jest w godzinach i w latach. Ważnym staje się ten rodzaj dopuszczalnego okresu eksploatacji do następnego przeglądu, który pierwszy zostanie osiągnięty. Istotny wpływ na upłynięcie wyznaczonego okresu ma nie tylko rzeczywisty czas eksploatacji, ale również liczba odstawień i uruchomień oraz łączny czas postojów kotła. Wyznaczone okresy eksploatacji do następnego przeglądu są zróżnicowane w zależności od czasu dotychczasowej eksploatacji, tzn. z przedziału pomiędzy 100 000 a 200 000 godzin lub 194

J. Dobrzański


powyżej 200 000 godzin oraz gatunku stali należącej do grupy niskostopowych stali ferrytyczno-perlitycznych oraz niskostopowych dwuskładnikowych stali ferrytyczno-bainitycznych lub niskostopowych trójskładnikowych stali ferrytyczno-bainitycznych oraz wysokochromowej stali o strukturze odpuszczonego martenzytu. Ponadto w oparciu o odpowiadający klasie struktury wskaźnik n, podany w tablicy będącej częścią rysunku, można z podanego wzoru wyznaczyć prognozowany czas dalszej eksploatacji tep. Wartość wskaźnika n dla danej klasy struktury jest zróżnicowana podobnie jak dla wyznaczonych okresów eksploatacji, tzn. dla dwóch grup gatunków stali. Opracowana i opisana w niniejszej monografii metodyka oceny stanu materiału, oceny stanu elementu, jego trwałości resztkowej i trwałości rozporządzalnej oraz oceny jego przydatności do dalszej eksploatacji i prognozy czasu dalszej bezpiecznej eksploatacji została poddana weryfikacji doświadczalnej przez autora w ok. 1000 przypadków w praktyce przemysłowej, przynosząc miliardowe efekty ekonomiczne, przy czym w żadnym przypadku nie stwierdzono popełnienia błędu w zakresie ustalenia czasu dalszej bezpiecznej eksploatacji elementów instalacji energetycznych. Zakres problematyki trwałości resztkowej i rozporządzalnej elementów konstrukcyjnych instalacji energetycznych jest znacznie szerszy niż zdołano to opisać w niniejszej pracy i dotyczy między innymi metodyki diagnozowania uszkodzeń krytycznych elementów instalacji ciśnieniowych kotłów energetycznych, z wykorzystaniem badań materiałoznawczych, w ocenie przyczyn ich awarii oraz trwałości eksploatacyjnej złączy spawanych, jak i wykonywania naprawczych złączy spawanych materiałów po eksploatacji z materiałami w stanie wyjściowym lub z materiałami po eksploatacji, elementów wymagających naprawy lub dokonania zmian konstrukcyjnych w wykonywanej modernizacji instalacji po długotrwałej pracy, a także zachowania się materiałów badanych złączy w warunkach odpowiadających warunkom eksploatacji oraz technologii wykonywania naprawczych złączy spawanych. Zagadnienia te omawiane są w innych pracach własnych autora, lecz nie zostały one szczegółowo omówione w niniejszej monografii. Zagadnienia te, wraz z objętymi problematyką niniejszej monografii, są przedmiotem dalszych badań autora, jak również wymagają szerszego zainteresowania. W szczególności dążenie do rozwoju kotłów i instalacji pracujących w warunkach nadkrytycznych, wymaga opracowywania, badania i wdrażania nowych materiałów i adaptacji opracowanej metodyki prognozowania czasu bezpiecznej eksploatacji elementów instalacji energetycznych do nowych warunków eksploatacyjnych oraz nowych materiałów.

7. Podsumowanie i uwagi końcowe

195


Literatura 1.

2.

3. 4. 5.

6. 7. 8.

9.

10. 11. 12. 13. 14. 15. 16.

196

J. Dobrzański, Materiały na elementy kotłów nadkrytycznych – wyzwania technologiczne i eksploatacyjne, 37 Spotkanie Centrum Bezpieczeństwa Technicznego, Krajowe Forum Konsultacyjne z zakresu maszyn, dźwigów i urządzeń ciśnieniowych, referat zamawiany wygłoszony na zaproszenie Plenum Grup Roboczych CBT, CD-ROM, Warszawa, 2009. J. Dobrzański, Struktura i własności nowych stali bainitycznych i martenzytycznych. Uwarunkowania prawne i techniczne budowy i modernizacji kotłów energetycznych, referat zamawiany, Materiały Seminarium UDT, Wydawnictwo „Akademia UDT” Centrum Szkolenia Urzędu Dozoru Technicznego, Gliwice, 2010. J. Dobrzański, S. Fudali, J. Pasternak, W. Zabłocki, Doświadczenia w zakresie możliwości zastosowania stali T/P24 oraz VM12 w warunkach krajowych, Konferencja Naukowo-Techniczna, Rudy Raciborskie, 2007 (referat niepublikowany). J. Dobrzański, A. Zieliński, A. Maciosowski, Długotrwałe próby pełzania stali nowej generacji dla energetyki, Prace IMŻ 57/3 (2005) 44-48. J. Dobrzański, A. Zieliński, M. Sroka, Structure, properties and method of the state evaluation of low-alloyed steel T23 (HCM2S) worked in creep conditions, Proceedings of the 11th International Scientific Conference on the Contemporary Achievements in Mechanics, Manufacturing and Materials Science CAM3S’2005, Gliwice – Zakopane, 2005, CD-ROM, 1-10. J. Dobrzański, A. Zieliński, Properties and structure of the new martensitic 12% Cr steel with tungsten and cobalt for use in ultra supercritical coal fired power plants, Inżynieria Materiałowa 3-4 (2007) 134-137. J. Dobrzański, A. Zieliński, A. Hernas, Struktura i własności nowych stali żarowytrzymałych o osnowie ferrytycznej, rozdział w: A. Hernas (red.), Materiały i technologie stosowane do budowy kotłów nadkrytycznych i spalarni odpadów, Wydawnictwo SITPH, Katowice, 2009 47-101. J. Dobrzański, J. Pasternak, Krajowe doświadczenia w zakresie możliwości zastosowania wysokochromowych stali martenzytycznych na elementy krytyczne kotłów o parametrach nadkrytycznych, Aktualne Problemy Budowy i Eksploatacji Kotłów, Prace IMiUE, Politechnika Śląska, 23/1 (2009) 153-186. J. Dobrzański, J. Pasternak, Możliwości stosowania nowych niskostopowych stali bainitycznych na ściany membranowe kotłów o parametrach nadkrytycznych w warunkach dużego krajowego wytwórcy, Aktualne Problemy Budowy i Eksploatacji Kotłów, Prace IMiUE, Politechnika Śląska, 23/1 (2009) 127-152. J. Dobrzański, A. Zieliński, J. Pasternak, A. Hernas, Doświadczenia z zastosowania nowych stali do wytwarzania elementów kotłów na parametry nadkrytyczne, Prace IMŻ 62/1 (2010) 51-60. J. Pasternak, J. Dobrzański, Properties of welded joints on superheater coils made from new generation high alloy martensitic steels connected to austenitic creep-resisting steels and supper alloy grades, for supercritical parameters, Advanced Materials Research 278 (2011) 466-471. A. Hernas, G. Moskal, J. Dobrzański, Graphite in the low-alloyed steel after service, Sbornik vedeckych praci Vysoke skoly banske - Technicke univerzity Ostrava (Transactions of the VSB Technical University of Ostrava), Metallurgical Series 48/1 (2005) 97-103. A. Hernas, J. Dobrzański, W. Nowak, Doświadczenia w zakresie diagnostyki i badań komór przegrzewaczy wysokoprężnych, Seminarium SEP, XV lecie SEP Elektrowni Bełchatów, 2000 (referat niepublikowany). Kaczorowski M., A. Hernas, J. Dobrzański, Testing of Boiler Components of 360 and 500 MW Blocks used by „RAFAKO”, Proceedings of the International Conference, Zagreb, Croatia, 2000, CD-ROM. J. Dobrzański, Diagnostyka materiałowa w ocenie stanu i prognozie czasu eksploatacji poza czas obliczeniowy rurociągów parowych pracujących w warunkach pełzania, Energetyka 12 (2002) 937-946. J. Dobrzański, The classification method and the technical condition evaluation of the critical elements’ material of power boilers in creep service made from the 12Cr-1Mo-V, Journal of Materials Processing Technology 164-165 (2005) 785-794. J. Dobrzański

Materiałoznawcza interpretacja trwałości stali dla energetyki 17. J. Dobrzański, Sposób wyznaczania trwałości resztkowej i resztkowej trwałości rozporządzalnej materiałów po długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania, Energetyka, Zeszyt tematyczny XVIII (2008) 28-32. 18. J. Dobrzański, Ocena przydatności do eksploatacji stali 14MoV63 (13HMF) i naprawczych złączy spawanych grubościennych elementów rurociągów parowych pracujących w warunkach pełzania przez 100 000 i 200 000 godzin, Energetyka, Zeszyt tematyczny XVIII (2008) 23-28. 19. J. Dobrzański, A. Zieliński, Ocena przydatności do dalszej pracy materiału elementów rurociągu pary świeżej ze stali 14MoV63 (13HMF) po 200 000 godzin eksploatacji w warunkach pełzania, Energetyka, Zeszyt tematyczny XVIII (2008) 32-36. 20. J. Dobrzański, Charakterystyki materiałowe stali 10CrMo910 (10H2M) po długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania niezbędne w ocenie stanu i przydatności do dalszej eksploatacji materiału elementów ciśnieniowych kotłów energetycznych, Energetyka, Zeszyt tematyczny XIX (2009) 27-33. 21. J. Dobrzański, A. Hernas, H. Klimas, Materiałoznawcze podstawy przedłużenia czasu bezpiecznej eksploatacji elementów krytycznych kotła, Energetyka 10 (1997) 549-556. 22. J. Dobrzański, H. Krztoń, A. Zieliński, Development of the precipitation processes in low-alloy CrMo type steel for evolution of the material state after exceeding the assessed lifetime, Journal of Achievements in Materials and Manufacturing Engineering 23/2 (2007) 19-22. 23. J. Dobrzański, A. Zieliński, H. Krztoń, Mechanical properties and structure of the Cr-Mo-V lowalloyed steel after long-term service in creep condition, Journal of Achievements in Materials and Manufacturing Engineering 23/1 (2007) 39-42. 24. J. Dobrzański, A. Zieliński, Trwałość resztkowa stali 13HMF po długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania przez 200 tys. godzin, Prace IMŻ 59/4 (2007) 54-57. 25. J. Dobrzański, A. Zieliński, H. Paszkowska, Wyznaczanie trwałości resztkowej i czasu dalszej bezpiecznej pracy na przykładzie materiału rodzimego i złącza spawanego, Prace IMŻ 61/1 (2009) 9-25. 26. J. Dobrzański, Charakterystyki materiałowe stali 14MoV63 (13HMF) po długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania jako niezbędne składowe oceny stanu i przydatności do dalszej eksploatacji poza obliczeniowy czas pracy elementów części ciśnieniowej kotłów energetycznych, Energetyka, Zeszyt tematyczny XIX (2009) 33-39. 27. J. Dobrzański, A. Hernas, Correlation between phase composition and life-time of 1Cr-0.5Mo steels during long-term service at elevated temperatures, Journal of Materials Processing Technology 53/1-2 (1995) 101-108. 28. J. Dobrzański, A. Hernas, Relationship between microstructure and remanent residual life-time of low alloy Cr-Mo steels, Proceedings of the Sixth International Conference on Creep and Fatigue, London, UK, 1996, 451-458. 29. J. Dobrzański, A. Hernas, An approach to remanent creep-life assessment of power plant components, Proceedings of the 9th Symposium on Creep Resistance Metallic Materials, Hradec nad Moravici, Czech Republic, 1996, 152-158. 30. J. Dobrzański, A. Zieliński, K. Zieliński, J. Wodzyński, Modernizacja węzłów przegrzewaczy instalacji ciśnieniowej wysokoprężnych kotłów parowych, Prace IMŻ 57/4 (2005) 15-18. 31. J. Dobrzański, A. Zieliński, K. Zieliński, J. Wodzyński, A. Hernas, Evaluation methods of critical component material condition of power equipment operated in creep condition, Serbian society for advancement of welding, International Conference, Zlatibor, Serbia, 2006, s. 135-163. 32. J. Dobrzański, A. Zieliński, Ocena trwałości eksploatacyjnej stali energetycznych pracujących powyżej temperatury granicznej w oparciu o skrócone próby pełzania, Materiały IX Seminarium naukowo-technicznego nt. Badania materiałowe na potrzeby elektrowni i przemysłu energetycznego, Zakopane, 2002, s. 97-108. 33. J. Dobrzański, A. Zieliński, Trwałość resztkowa i rozporządzalna trwałość resztkowa po długotrwałej eksploatacji powyżej obliczeniowego czasu pracy ferrytycznej stali 12Cr-1Mo-V o strukturze odpuszczonego martenzytu, Prace IMŻ 57/3 (2005) 48-52. 34. J. Dobrzański, A. Zieliński, Ocena stanu materiału elementów urządzeń energetycznych pracujących w warunkach pełzania, Druga Konferencja i Warsztaty. Metody badań stanu materiałów stosowanych w przemyśle, Gdańsk, 2006, CD-ROM. Literatura

197

Open Access Library Volume 3 2011 35. J. Dobrzański, B. Kowalski, J. Wodzyński, Diagnostyka techniczna elementów krytycznych części ciśnieniowej kotłów energetycznych pracujących w warunkach pełzania po przekroczeniu obliczeniowego czasu pracy, Aktualne Problemy Budowy i Eksploatacji Kotłów, Prace IMiUE, Politechnika Śląska, 23/1 (2009) 85-126. 36. J. Dobrzański, H. Paszkowska, B. Kowalski, J. Wodzyński, Diagnostyka elementów urządzeń energetycznych pracujących pod działaniem ciśnienia w podwyższonej temperaturze, Prace IMŻ 62/1 (2010) 33-41. 37. A. Zieliński, J. Dobrzański, J. Wodzyński, Ocena trwałości elementów części ciśnieniowej kotłów energetycznych w procesie dopuszczania do eksploatacji poza obliczeniowy czas pracy, Prace IMŻ 62/1 (2010) 42-50. 38. J. Dobrzański, A. Hernas, G. Moskal, Microstructural degradation in power plant steels, Chapter No. 9 in book: J.E. Oakey (ed.), Power plant life management and performance improvement, Woodhead Publishing Limited, Sawston, UK, 2011. 39. J. Dobrzański, Diagnostyka uszkodzeń elementów ciśnieniowych urządzeń energetycznych w ocenie przyczyn powstawania awarii na podstawie badań materiałowych, Prace IMŻ 61/2 (2009) 36-45. 40. J. Dobrzański, A. Hernas, J. Wodzyński, Principles of extending safe operation of boiler critical components on the basis of material examinations, NDT 2004: Diagnosis and ecology, Becici, Serbia – Montenegro, 2004, CD-ROM. 41. J. Dobrzański, A. Zieliński, J. Wodzyński, Nieniszczące metody oceny materiału elementów krytycznych kotłów i turbin pracujących w warunkach pełzania, X Sympozjum Informacyjno-Szkoleniowe, Diagnostyka i Remonty Długoeksploatowanych Urządzeń Energetycznych. Wydłużanie czasu pracy urządzeń energetycznych – szanse i ograniczenia, Ustroń, Biuletyn Pro Novum, 2008, 133-140. 42. J. Dobrzański, H. Paszkowska, Sposób oceny stanu i przydatności do dalszej pracy materiału wężownic przegrzewaczy pary po eksploatacji w warunkach pełzania znacznie poza obliczeniowym czasem pracy, Energetyka, Zeszyt tematyczny XXI (2010) 35-39. 43. A. Kiełbus, A. Hernas, J. Dobrzański, W. Nowak, Degradacja materiału komór kotła BB-1150 podczas długotrwałej eksploatacji, VI Konferencja Naukowo-Techniczna „Elektrownie Cieplne, Eksploatacja – Modernizacje – Remonty”, Bełchatów, 2003, 201-208. 44. A. Zieliński, J. Dobrzański, Trwałość resztkowa niskostopowego staliwa typu Cr-Mo-V po długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania, Prace IMŻ 59/4 (2007) 57-61. 45. A. Zieliński, J. Dobrzański, H. Krztoń, Structural changes in low alloy cast steel Cr-Mo-V after long time creep service, Journal of Achievements in Materials and Manufacturing Engineering 25/1 (2007) 33-36. 46. A. Zieliński, J. Dobrzański, G. Golański, Estimation of the residual life of L17HMF cast steel elements after long-term service, Journal of Achievements in Materials and Manufacturing Engineering 34/2 (2009) 137-144. 47. A. Zieliński, J. Dobrzański, D. Renowicz, A. Hernas, The estimation of residual life of low-alloy cast steel Cr-Mo-V type after long-term creep service, Advances in Materials Technology for Fossil Power Plants. Proceedings of the Fifth International Conference, ASM International, 2008, 616-626. 48. A. Zieliński, J. Dobrzański, Odporność na pełzanie staliwa typu Cr-Mo-V w stanie wyjściowym oraz po długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania, Prace IMŻ 60/1 (2008) 43-47. 49. L.A. Dobrzański, J. Dobrzański, Pełzanie metali i stopów, rozdział 5.7 w: L.A. Dobrzański, Podstawy nauki o materiałach i metaloznawstwo. Materiały inżynierskie z podstawami projektowania materiałowego; metaloznawstwo, WNT, Warszawa, 2002. 50. A. Hernas, J. Dobrzański, Trwałość i niszczenie elementów kotłów i turbin parowych, Monografia, Wydawnictwo Politechniki Śląskiej, Gliwice, 2003. 51. A. Hernas, A. Kiełbus, J. Dobrzański, Degradation of microstructure and properties of X20CrMoV121 steel after long term service, Practical Metallography 32 (2001) 237-240. 52. A. Hernas, J. Dobrzański, A. Kiełbus, Degradation of microstructure and properties of X20CrMoV121 steel after long-term service, Proceedings of the European Metallographic Conference and Exhibition EURO MET, Saarbrücken, Germany, 2000, poster.

198

J. Dobrzański

Materiałoznawcza interpretacja trwałości stali dla energetyki 53. A. Hernas, A. Kiełbus, J. Dobrzański, W. Nowak, Degradation of superheater headers during longterm service, Inżynieria Materiałowa 4 (2001) 376-379. 54. A. Hernas, A. Kiełbus, J. Dobrzański, W. Nowak, Degradation of superheater headers during longterm service, Proceedings of the XVIth Physical Metallurgy and Materials Science Conference on Advanced Materials & Technologies AMT’2001, Gdańsk – Jurata, 2001 55. A. Hernas, A. Kiełbus, J. Dobrzański, W. Nowak, Analysis of the microstructure and properties degradation of superheater headers after long-term service, Proceedings of the 10th Joint International Conference on Creep and Fracture of Engineering Materials and Structures, part Creep Resistant Metallic Materials, CREEP 2001, Prague, Czech Republic, 2001, 312-316. 56. J. Dobrzański, A. Hernas, Damage development in Cr-Mo steels during long-term service at elevated temperature, Inżynieria Materiałowa 3 (1998) 219-224. 57. J. Dobrzański, Procesy uszkodzeń wewnętrznych w niskostopowych stalach chromowo-molibdenowych pracujących powyżej temperatury granicznej, Materiały X Seminarium naukowo-technicznego nt. Badania materiałowe na potrzeby elektrowni i przemysłu energetycznego, Zakopane, 2003, 97-108. 58. J. Dobrzański, Internal damage processes in low alloy chromium-molybdenum steels during hightemperature creep service, Journal of Materials Processing Technology 157-158 (2004) 297-303. 59. J. Dobrzański, A. Zieliński, J. Wodzyński, Diagnostyka materiałowa w badaniach mechanizmów i przyczyn powstawania awarii elementów części ciśnieniowej kotłów energetycznych, X Sympozjum Informacyjno-Szkoleniowe, Diagnostyka i Remonty Długoeksploatowanych Urządzeń Energetycznych. Wydłużanie czasu pracy urządzeń energetycznych – szanse i ograniczenia, Ustroń, Biuletyn Pro Novum, 2008, 91-102. 60. J. Dobrzański, A. Zieliński, M. Sroka, Microstructure, properties investigations and methodology of the state evaluation of T23 (2.25Cr-0.3Mo-1.6W-V-Nb) steel in boilers application, Journal of Achievements in Materials and Manufacturing Engineering 32/2 (2009) 142-153. 61. J. Dobrzański, M. Sroka, Automatic classification of the 13CrMo4-5 steel worked in creep conditions, Journal of Achievements in Materials and Manufacturing Engineering 29/2 (2008) 147-150. 62. J. Dobrzański, A. Zieliński, M. Sroka, The influence of simultaneous impact of temperature and time on the properties and structure of X10CrWMoVNb9-2 steel, Journal of Achievements in Materials and Manufacturing Engineering 34/1 (2009) 7-14. 63. L.A. Dobrzański, J. Dobrzański, J. Madejski, J. Zacłona, The computer system for forecasting of the residual life of the pressure loaded power installation elements, Journal of Materials Processing Technology 48 (1995) 551-560. 64. L.A. Dobrzański, M. Sroka, J. Dobrzański, Application of neural networks to classification of internal damages in steels working in creep service, Journal of Achievements in Materials and Manufacturing Engineering 20/1-2 (2007) 303-306. 65. L.A. Dobrzański, J. Dobrzański, M. Sroka, W. Sitek, M. Krupiński, Komputerowe wspomaganie klasyfikacji uszkodzeń stali pracujących w warunkach pełzania, Hutnik – Wiadomości Hutnicze 3 (2005) 176-181. 66. J. Dobrzański, M. Sroka, A. Zieliński, Methodology of classification of internal damage the steels during creep service, Journal of Achievements in Materials and Manufacturing Engineering 18/1-2 (2006) 263-266. 67. L.A. Dobrzański, W. Sitek, M. Krupiński, J. Dobrzański, Computer aided method for evaluation of failure class of materials working in creep conditions, Journal of Materials Processing Technology 157-158 (2004) 102-106. 68. J. Dobrzański, M. Sroka, Computer aided classification of internal damages the chromiummolybdenum steels during creep service, Journal of Achievements in Materials and Manufacturing Engineering 24/2 (2007) 143-146. 69. L.A. Dobrzański, M. Sroka, W. Sitek, M. Krupiński, J. Dobrzański, Komputerowe wspomaganie klasyfikacji uszkodzeń stali pracujących w warunkach pełzania, Proceedings of the 3rd Scientific Conference on Materials, Mechanical and Manufacturing Engineering M3E'2005, Gliwice – Wisła, 2005, 95-100. 70. L.A. Dobrzański, J. Dobrzański, J. Madejski, J. Zacłona, The conception of a computer aided decision making system connected with the residual life of the elements of power installations in the Literatura

199


71. 72. 73.

74.

75. 76. 77.

78. 79. 80. 81. 82.

83.

84.

85.

200

conditions of creep, Proceedings of the International Conference on Advances in Materials and Processing Technologies, AMPT’93, Dublin, Ireland, 1993, Vol. III, 1805-1815. L.A. Dobrzański, J. Dobrzański, J. Madejski, J. Zacłona, The conception of a computer aided decision making system connected with the residual life of the elements of power installations in the conditions of creep, Journal of Materials Processing Technology 56 (1996) 718-728. L.A. Dobrzański, J. Dobrzański, J. Madejski, J. Zacłona, The evaluation of the extent of damage as the base for forecasting of the residual life of pressure loaded power installation elements, Proceedings of the ILSSCRSS-I Conference University of Miskolc, Hungary, 1995, 175-186. L.A. Dobrzański, J. Dobrzański, J. Madejski, J. Zacłona, Computer-based system for assisting maintenance and investigations of power installations’ elements, Proceedings of the 4th International Scientific Conference on Achievements in Mechanical and Materials Engineering, AMME’95, Gliwice – Wisła, 1995, 79-82. L.A. Dobrzański, J. Dobrzański, J. Madejski, J. Zacłona, The evaluation of the extent of damage as the base for forecasting of the residual life of pressure loaded power installation elements, Proceedings of the International Conference on Central European and World Connection Electric Power Industry, Forum’95, Kraków, 1995, 101-112. M. Sroka, L.A. Dobrzański, J. Dobrzański, A. Śliwa, Metodyka komputerowego wspomagania klasyfikacji uszkodzeń wewnętrznych stali pracujących w warunkach pełzania, XXXIV Szkoła Inżynierii Materiałowej, Kraków – Krynica, 2006, 357-362. M. Sroka, L.A. Dobrzański, J. Dobrzański, B. Dołżańska, Komputerowa ocena stanu materiału po długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania, XXXIII Szkoła Inżynierii Materiałowej, Kraków – Ustroń, 2005, 505-508. L.A. Dobrzański, M. Krupiński, R. Maniara, W. Sitek, J. Dobrzański, Metoda statystycznej oceny klasy uszkodzeń materiałów pracujących w warunkach pełzania, Proceedings of the 11th International Scientific Conference on Achievements in Mechanical and Materials Engineering, AMME’2002, Gliwice – Zakopane, 2002, 97-102. J. Dobrzański, Własności i struktura materiału oraz złączy spawanych z nowej stali 9% Cr-1,5% Mo z kobaltem na elementy części ciśnieniowej kotłów o parametrach nadkrytycznych pracujące w warunkach pełzania, Energetyka, Zeszyt tematyczny XXI (2010) 30-35. J. Dobrzański, J. Pasternak, A. Zieliński, Properties of Welded Joints of Martensitic Creep Resistance Steels Applied in Polish Power Plants, Proceedings of the 3rd International Conference on Integrity of High Temperature Welds, London, UK, 2007, 389-398. J. Dobrzański, J. Pasternak, Reliability and safety of the power equipment in respect of properties evaluation of welded joints made from new generation creep-resisting steels, ASME, Pressure Vessels and Piping Division (Publication) PVP, Vol. 6, Part B, 2010, 1717-1730. J. Dobrzański, A. Hernas, J. Pasternak, Properties and evaluation of welded joints made of new generation creep-resisting steels, European Congress on Advanced Materials and Processes, Euromat 2009, Glasgow, UK, 2009, poster. J. Dobrzański, J. Pasternak, Properties and structural evaluation of similar welded joints designated for new boiler with supercritical parameters, 41. Kraftwerkstechnisches Colloquium 2009, Sichere und nachhaltige Energieversorgung, Betrieb und Instandhaltung, Dresden, Germany, 2009, poster P21. J. Dobrzański, J. Pasternak, Properties evaluation and applications of base materials and welded joints made from new generation bainitic creep-resisting steels, 41. Kraftwerkstechnisches Colloquium 2009, Sichere und nachhaltige Energieversorgung, Betrieb und Instandhaltung, Dresden, Germany, 2009, poster P22. J. Dobrzański, A. Zieliński, H. Paszkowska, Wybrane charakterystyki materiału i złączy spawanych nowej niskostopowej stali o osnowie ferrytycznej na elementy części ciśnieniowej kotłów o parametrach nadkrytycznych pracujące w warunkach pełzania, Energetyka, Zeszyt tematyczny XIX (2009) 46-49. J. Dobrzański, Radwański K., Wpływ struktury stanu wyjściowego stali 7CrMoVTiB10-10 (T24) na jakość wykonywanych złączy spawanych ścian szczelnych parownika kotłów o nadkrytycznych parametrach pracy, Energetyka, Zeszyt tematyczny XXI (2010) 40-44. J. Dobrzański

Materiałoznawcza interpretacja trwałości stali dla energetyki 86. J. Dobrzański, J. Pasternak, A. Zieliński, Evaluation of base material and welded joints designated for membrane wall components made from low-alloy steels in large boilermaker conditions, 9th Liege Conference on Materials for Advanced Power Engineering, Liege, Belgium, 2010, 390-399. 87. J. Dobrzański, J. Pasternak, A. Zieliński, Properties of thick welded joints on superheater collectors made from new generation high alloy martensitic creep-resisting steels for supercritical parameters, 9th Liege Conference on Materials for Advanced Power Engineering, Liege, Belgium, 2010, 412-423. 88. J. Dobrzański, H. Paszkowska, A. Zieliński, Welded repair joints of boiler steels following operation in creep conditions exceeding the design time of operation, 9th Liege Conference on Materials for Advanced Power Engineering, Liege, Belgium, 2010, 400-411. 89. J. Dobrzański, J. Pasternak, A. Zieliński, Welded joints on superheater collectors made from new generation 9-12%Cr martensitic creep-resisting steels. Properties, experience, application, 2nd International Conference „Super-High Strength Steels”, Peschiera del Garda, Italy, 2010, CD-ROM. 90. J. Dobrzański, A. Zieliński, S. Fudali, Wpływ struktury stanu wyjściowego i warunków spawania stali 7CrMoVTiB10-10 na jakość wykonywanych złączy spawanych gazoszczelnych ścian rurowych kotłów o nadkrytycznych parametrach pracy, Konferencja Spawalnicza „Powerwelding-2010”, Ustroń, 2010, CD-ROM. 91. J. Dobrzański, A. Zieliński, J. Pasternak, Materiał oraz złącza spawane z martenzytycznych stali 912% na elementy części ciśnieniowej kotłów o parametrach nadkrytycznych pracujące w warunkach pełzania, Konferencja Spawalnicza „Powerwelding-2010”, Ustroń, 2010, CD-ROM. 92. A. Hernas, J. Dobrzański, J. Pasternak, Properties and structural evaluation of similar and dissimilar welded joints designated for new boiler with supercritical parameters, European Congress on Advanced Materials and Processes, Euromat 2009, Glasgow, UK, 2009, poster. 93. J. Dobrzański, A. Zieliński, H. Paszkowska, Sposób oceny trwałości resztkowej na przykładzie materiału rodzimego i złącza spawanego po długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania znacznie poza czas obliczeniowy eksploatacji. Prace IMŻ 61/3 (2009) 34-37. 94. J. Dobrzański, A. Zieliński, Próby pełzania materiału i złącza spawanego ze stali 13HMF po 200 tysiącach godzin eksploatacji w warunkach pełzania, Prace IMŻ 60/3 (2008) 42-46. 95. J. Dobrzański, J. Pasternak, High temperature resisting experience on fabrication (forming, bending, welding) properties of welded jointsand steels applications for boiler with supercritical parameters, European Congress on Advanced Materials and Processes, Euromat 2011, Montpellier, France, 2011, poster C-21-P2-05 96. J. Dobrzański, J. Pasternak, Method of rieliability and safety of the power equipment assessments inrespect of properties evaluations of welded joints made from new generations creep-resisting steels, European Congress on Advanced Materials and Processes, Euromat 2011, Montpellier, France, 2011, poster E-22-P1-38 97. J. Dobrzański, H. Paszkowska, Ocena przydatności do eksploatacji materiału naprawczych złączy spawanych komór przegrzewaczy pary wykonanych z wysokochromowych stali martenzytycznych po eksploatacji poza obliczeniowy czas pracy, Energetyka, Zeszyt tematyczny XIX (2009) 40-46. 98. J. Dobrzański, A. Hernas, J. Pasternak, A. Zieliński, Microstructure and mechanical properties characteristics of welded joints made of creep-resistant steel with 12%Cr, V, W and Co additions, Advances in Materials Technology for Fossil Power Plants. Proceedings of the Fifth International Conference, ASM International, 2008, 303-319. 99. J. Dobrzański, J. Pasternak, Properties and application of welded joints in heat resisting bainitic and martensitic steels, 25 International Conference “Welding 2008”, Subotica, Serbia, 2008, 137. 100. J. Dobrzański, J. Pasternak, Properties selection and evaluation of welded joints made of new generation creep-resisting steel – a decisive factor accounting for reliability and safety of the power equipment, Welding in the World 52, Spec. Issue, (2008) 429-436. 101. J. Dobrzański, Analiza zmian struktury i własności stali typu 1Cr-0,5Mo poddanych długotrwałemu pełzaniu jako podstawa prognozowania trwałości elementów instalacji energetycznej, Praca doktorska niepublikowana, Biblioteka Główna Politechniki Śląskiej, Gliwice, 1995. 102. J. Dobrzański (kier.), Projekt celowy Nr 7 T08B 254 2000 C/5153 Modernizacja węzłów przegrzewaczy instalacji ciśnieniowej wysokoprężnych kotłów parowych; tytuł prac badawczo-rozwojowych: Dobór i zbadanie materiałów, opracowanie unowocześnionej konstrukcji oraz wykonanie Literatura

201

Open Access Library Volume 3 2011 nowych elementów przegrzewaczy pary dla kotłów w blokach 360 i 500 MW, Gliwice, 2001-2003 (maszynopis niepublikowany). 103. J. Dobrzański (kier.), Specjalny projekt badawczy nr SPB/COST/96/2005 COST 536 Alloy development for critical components of environmentally friendly steam power plant; Examinations of Mechanical Properties and creep resistance of steel and welded joints for critical components of the environmentally-friendly power plants; Mechanical and creep testing of new Steels and Welds; Badania własności mechanicznych i odporności na pełzanie stali i złącz spawanych na krytyczne elementy siłowni przyjaznych środowisku, Gliwice, 2005-2008 (maszynopis niepublikowany). 104. J. Dobrzański (kier.), Specjalny projekt badawczy nr SPB/COST/95/2005 COST 538 Action: High Temperature Plant Life time Extension; Optimization of welding methods for the repair and refurbishment of heat resisiting steel components after long term service and their life prediction in the polish power plant, with regard to: Forecasting of life and residual life of material and welded joints of power boiler pressure section components after long-term service at creep conditions; Prognozowanie trwałości i trwałości resztkowej materiału i złącz spawanych elementów części ciśnieniowej kotłów energetycznych po długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania, Gliwice, 2005-2008 (maszynopis niepublikowany). 105. J. Dobrzański (kier.), Projekt rozwojowy nr R06 012 03 Opracowanie systemu oceny stanu materiału i przewidywanie czasu bezpiecznej eksploatacji ciśnieniowych elementów i urządzeń energetycznych pracujących w podwyższonej temperaturze, Gliwice, 2007-2010 (maszynopis niepublikowany). 106. J. Dobrzański, A. Tokarz, A. Zieliński, Badania diagnostyczne wybranych elementów kotła Nr 7 typ OP-230 E. C. Białystok po 105 032 h eksploatacji. Orzeczenie o stanie technicznym części ciśnieniowej kotła i prognoza dalszej bezpiecznej pracy, Sprawozdanie IMŻ nr N-06395/XII-XVII/00, Gliwice, 2000 (maszynopis niepublikowany). 107. J. Dobrzański, A. Tokarz, A. Zieliński, Orzeczenie o stanie technicznym elementów krytycznych kotła i badania diagnostyczne wybranych elementów części ciśnieniowej kotła Nr 1 typ OP-230 Zespołu E. C. Wrocław Kogeneracja S.A. po 136 306 h eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N06395/XIX/00, Gliwice, 2000 (maszynopis niepublikowany). 108. J. Dobrzański, A. Tokarz, A. Zieliński, Badania diagnostyczne i wydanie orzeczenia o stanie technicznym wybranych elementów krytycznych części ciśnieniowej kotła Nr 6 typ BB1150 Elektrowni Bełchatów po 102 741 h eksploatacji. Prognoza dalszej bezpiecznej pracy, Sprawozdanie IMŻ nr N06588/00, 2000 (maszynopis niepublikowany). 109. J. Dobrzański, A. Tokarz, A. Zieliński, Badania diagnostyczne i wydanie orzeczenia o stanie technicznym wybranych elementów krytycznych części ciśnieniowej kotła Nr 8 typ BB1150 Elektrowni Bełchatów po 96 367 h eksploatacji. Prognoza dalszej bezpiecznej pracy, Sprawozdanie IMŻ nr N06622/00, 2000 (maszynopis niepublikowany). 110. J. Dobrzański, A. Tokarz, A. Zieliński, Diagnostyczne badania metalograficzne wybranych elementów rurociągów pary świeżej i wtórnej bloku nr 1 Elektrowni Połaniec po 138 000 godz. eksploatacji w warunkach pełzania, Sprawozdanie IMŻ nr N-06365/I/BM/00, 2000 (maszynopis niepublikowany). 111. J. Dobrzański, A. Tokarz, A. Zieliński, Badania metalograficzne fragmentów zespołu kadłubów zaworów bezpieczeństwa kotła nr 5 Elektrowni Rybnik po 137 104 godz. eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N-06365/I/BM/00, 2000 (maszynopis niepublikowany). 112. J. Dobrzański, A. Tokarz, A. Zieliński, Badania metalograficzne fragmentów zespołu kadłubów zaworów bezpieczeństwa kotła nr 5 Elektrowni Rybnik po 137 104 godz. eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N-06183/II-III/00/BM, 2000 (maszynopis niepublikowany). 113. J. Dobrzański, A. Tokarz, A. Zieliński, Określenie mikrostruktury materiału płaszcza walczaka kotła nr 1 typ OP-230 ZEW Kogeneracja S. A. po 136 306 godz. eksploatacji i ocena badanego materiału z punktu widzenia przydatności do dalszej eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N-6395/XX/00/BM, 2000 (maszynopis niepublikowany). 114. J. Dobrzański, A. Tokarz, A. Zieliński, Określenie mikrostruktury materiału płaszcza walczaka kotła nr 5 typ OP-650K Elektrowni Kozienice po 158 436 godz. eksploatacji i ocena badanego materiału z punktu widzenia przydatności do dalszej eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N-6395/IV/00/BM, 2000 (maszynopis niepublikowany).

202

J. Dobrzański

Materiałoznawcza interpretacja trwałości stali dla energetyki 115. J. Dobrzański, A. Tokarz, A. Zieliński, Określenie mikrostruktury materiału płaszcza walczaka kotła nr 1 typ OO-260 Anwil S.A. Włocławek po 107 717 godz. eksploatacji i ocena badanego materiału z punktu widzenia przydatności do dalszej eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N-6395/V/00/BM, 2000 (maszynopis niepublikowany). 116. J. Dobrzański, A. Tokarz, A. Zieliński, Określenie mikrostruktury materiału płaszcza walczaka kotła nr 2 typ OP-380b Elektrowni Adamów po 217 979 godz. eksploatacji i ocena badanego materiału z punktu widzenia przydatności do dalszej eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N-6395/VI/00/BM, 2000 (maszynopis niepublikowany). 117. J. Dobrzański, A. Tokarz, A. Zieliński, Określenie mikrostruktury materiału płaszcza walczaka kotła nr 5 typ OP-650K Elektrowni Pątnów po 210 734 godz. eksploatacji i ocena badanego materiału z punktu widzenia przydatności do dalszej eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N-6395/VII/00/BM, 2000 (maszynopis niepublikowany). 118. J. Dobrzański, A. Tokarz, A. Zieliński, Określenie mikrostruktury materiału płaszcza walczaka kotła nr 8 typ OP-650K Elektrowni Kozienice po 173 967 godz. eksploatacji i ocena badanego materiału z punktu widzenia przydatności do dalszej eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N-6395/I/00/BM, 2000 (maszynopis niepublikowany). 119. J. Dobrzański, A. Tokarz, A. Zieliński, Określenie mikrostruktury materiału płaszcza walczaka kotła nr 9 typ OP-140 Elektrociepłowni 2 Łódź po 179 162 godz. eksploatacji i ocena badanego materiału z punktu widzenia przydatności do dalszej eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N-6395/VIII/00/BM, 2000 (maszynopis niepublikowany). 120. J. Dobrzański, A. Tokarz, A. Zieliński, Określenie mikrostruktury materiału płaszcza walczaka kotła nr 6 typ OP-230 Elektrociepłowni 3 Łódź po 142 094 godz. eksploatacji i ocena badanego materiału z punktu widzenia przydatności do dalszej eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N-6395/IX/00/BM 2000 (maszynopis niepublikowany). 121. J. Dobrzański, A. Tokarz, A. Zieliński, Określenie mikrostruktury materiału płaszcza walczaka kotła nr 7 typ OP-230 Elektrociepłowni Białystok po 105 032 godz. eksploatacji i ocena badanego materiału z punktu widzenia przydatności do dalszej eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N-6395/X/ 00/BM, 2000 (maszynopis niepublikowany). 122. J. Dobrzański, A. Tokarz, A. Zieliński, Wykonanie pomiarów naprężeń węzła konstrukcyjnego prawej komory wylotowej pary przegrzanej III°/P3/ kotła nr 4 Elektrowni Bełchatów po eksploatacji przez 108 649 h i porównanie wyników ze stanem po naprawie, Sprawozdanie IMŻ nr N-06588/ I/00/BM 2000 (maszynopis niepublikowany). 123. J. Dobrzański, A. Tokarz, A. Zieliński, Badania metalograficzne metodą replik triafolowych II-go stopnia głównych rurociągów pary oraz rurociągów przerzutowych pary kotła OP-650 bloku nr 5 Elektrowni Kozienice, Sprawozdanie IMŻ nr N-06603/00/BM, 2000 (maszynopis niepublikowany). 124. J. Dobrzański, A. Tokarz, A. Zieliński, Diagnostyczne badania metalograficzne wybranych elementów instalacji pary świeżej bloku nr 6 Elektrowni Połaniec po 107 400 godz. eksploatacji w warunkach pełzania, Sprawozdanie IMŻ nr N-06365/II/00/BM, 2000 (maszynopis niepublikowany). 125. J. Dobrzański, A. Tokarz, A. Zieliński, Diagnostyczne badania metalograficzne wybranych elementów instalacji pary świeżej i wtórnej bloku nr 8 Elektrowni Połaniec po 95 200 godz. eksploatacji w warunkach pełzania, Sprawozdanie IMŻ nr N-06365/III/00/BM, 2000 (maszynopis niepublikowany). 126. J. Dobrzański, A. Tokarz, A. Zieliński, Nieniszczące badania materiałowe wybranych elementów rurociągów EC Zabrze po długotrwałej eksploatacji powyżej 250 tys. godz. eksploatacji (rurociągi kotłów K63 i K64, rurociągi turbinowe TG7, TG8, kolektor zachodni), Sprawozdanie IMŻ nr N06395/XVIII/00/BM, 2000 (maszynopis niepublikowany). 127. J. Dobrzański, A. Tokarz, A. Zieliński, Badania metalograficzne fragmentów zespołu kadłubów zaworów bezpieczeństwa kotłów nr 101 i 102 Elektrociepłowni Gazów po 140 000 h eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N-06183/IV/00/BM, 2000 (maszynopis niepublikowany). 128. J. Dobrzański, A. Tokarz, A. Zieliński, Określenie mikrostruktury materiału wodooddzielacza kotła BD1150 nr 6 Elektrowni Bełchatów po 102 741 h eksploatacji i ocena badanego materiału z punktu widzenia przydatności do dalszej eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N-06588/V/00/BM, 2000 (maszynopis niepublikowany). Literatura

203

Open Access Library Volume 3 2011 129. J. Dobrzański, A. Tokarz, A. Zieliński, Określenie mikrostruktury materiału wodooddzielacza kotła BR1150 nr 8 Elektrowni Bełchatów po 96 364 h eksploatacji i ocena badanego materiału z punktu widzenia przydatności do dalszej eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N-06622/III/00/BM, 2000 (maszynopis niepublikowany). 130. J. Dobrzański, A. Tokarz, A. Zieliński, Wykonanie replik matrycowych elementów urządzeń energetycznych ze stali P-92. Wykonanie nieniszczące badania materiałowe metodą replik matrycowych na obecność nieciągłości i mikropęknięć w badanym materiale elementów giętych, Sprawozdanie IMŻ nr N-06615/00/BM, 2000 (maszynopis niepublikowany). 131. J. Dobrzański, A. Tokarz, A. Zieliński, K. Czuba, Wykonanie replik matrycowych elementów urządzeń energetycznych ze stali P92, Sprawozdanie IMŻ nr N-06615/2000/BM, IMŻ, 2000 (maszynopis niepublikowany). 132. J. Dobrzański, A. Tokarz, A. Zieliński, K. Czuba, Badania metalograficzne fragmentów zespołu kadłubów zaworów bezpieczeństwa, Sprawozdanie IMŻ nr N-06183/I/01/BM, 2001 (maszynopis niepublikowany). 133. J. Dobrzański, A. Tokarz, A. Zieliński, K. Czuba, Badania metalograficzne fragmentów zespołu kadłubów zaworów bezpieczeństwa, Sprawozdanie IMŻ nr N-06183/II/01/BM, IMŻ, 2001 (maszynopis niepublikowany). 134. J. Dobrzański, A. Tokarz, A. Zieliński, K. Czuba, Badania metalograficzne fragmentów zespołu kadłubów zaworów bezpieczeństwa, Sprawozdanie IMŻ nr N-06183/III/01/BM, 2001 (maszynopis niepublikowany). 135. J. Dobrzański, A. Tokarz, A. Zieliński, K. Czuba, Badania metalograficzne fragmentów zespołu kadłubów zaworów bezpieczeństwa, redukcyjnych i zasuw parowych bloku nr 9 Elektrowni Kozienice po 75 966 h eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N-06183/IV/01/BM, 2001 (maszynopis niepublikowany). 136. J. Dobrzański, A. Tokarz, A. Zieliński, K. Czuba, Diagnostyczne badania metalograficzne wybranych elementów instalacji pary świeżej nr 2 Elektrowni Połaniec po 122 143 godz. eksploatacji w warunkach pełzania, Sprawozdanie IMŻ N-06365/01/BM, 2001 (maszynopis niepublikowany). 137. J. Dobrzański, A. Tokarz, A. Zieliński, K. Czuba, Diagnostyczne badania metalograficzne wybranych elementów instalacji pary świeżej i wtórnej bloków nr 7 i 8 Elektrowni Połaniec po odpowiednio 107 217 oraz 98 700 godz. eksploatacji w warunkach pełzania, Sprawozdanie IMŻ nr N06365/I/01/BM, 2001 (maszynopis niepublikowany). 138. J. Dobrzański, A. Tokarz, A. Zieliński, K. Czuba, Badania metalograficzne fragmentów zespołu kadłubów zaworów bezpieczeństwa kotła nr 8 Elektrowni Połaniec po 98 700 h eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N-06365/II/01/BM, 2001 (maszynopis niepublikowany). 139. J. Dobrzański, A. Tokarz, A. Zieliński, K. Czuba, Wykonanie badań czterech odcinków rur wężownic grodzi i przegrzewacza pary II° kotła OP 430 nr 1 E.C. Łódź po 41 535 h eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N-06649/01/BM, 2001 (maszynopis niepublikowany). 140. J. Dobrzański, A. Tokarz, A. Zieliński, K. Czuba, Badania rur kotła na wytrzymałość i obecność osadów kotłów K1, K2, K3 i K7 E.C. 4 Łódź po eksploatacji w zakresie badań rur kotła WP 120 nr 1 po 19 365 godzinach eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N-06650/ I/BM/01, 2001 (maszynopis niepublikowany). 141. J. Dobrzański, A. Tokarz, A. Zieliński, K. Czuba, Badania rur kotła na wytrzymałość i obecność osadów kotłów K1, K2, K3 i K7 E.C. 4 Łódź po eksploatacji w zakresie badań rur kotła OP 230 nr 1 (K2) po 131 798 godzinach eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N-06650/II/BM/01, 2001 (maszynopis niepublikowany). 142. J. Dobrzański, A. Tokarz, A. Zieliński, K. Czuba, Badania rur kotła na wytrzymałość i obecność osadów kotłów K1, K2, K3 i K7 E.C. 4 Łódź po eksploatacji w zakresie badań rur kotła OP 230 nr 2 (K3) po 134 219 godzinach eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N-06650/III/BM/01, 2001 (maszynopis niepublikowany). 143. J. Dobrzański, A. Zieliński, H. Krztoń, Badania rur kotła na wytrzymałość i obecność osadów kotłów K1, K2, K3 i K7 E.C. 4 Łódź po eksploatacji w zakresie badań rur kotła OP 230 nr 1 (K2) po 131 798 godzinach eksploatacji (badania dodatkowych wycinków rur), Sprawozdanie IMŻ nr N06650/IV/BM/01, 2001 (maszynopis niepublikowany).

204

J. Dobrzański

Materiałoznawcza interpretacja trwałości stali dla energetyki 144. J. Dobrzański, A. Zieliński, H. Krztoń, Badania rur kotła na wytrzymałość i obecność osadów kotłów K1, K2, K3 i K7 E.C. 4 Łódź po eksploatacji w zakresie badań rur kotła OP 430 nr1 (K7) po 43 097 godzinach eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N-06650/V/ 01/BM, 2001 (maszynopis niepublikowany). 145. J. Dobrzański, A. Zieliński, H. Krztoń, Badania rur kotła na wytrzymałość i obecność osadów kotłów K1, K2, K3 i K7 E.C. 4 Łódź po eksploatacji w zakresie badań wycinków rur ekranowych kotła OP 430 nr1 (K7) po 43 097 godzinach eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N-06650/VI/01/BM, 2001 (maszynopis niepublikowany). 146. J. Dobrzański, A. Tokarz, A. Zieliński, K. Czuba, Wykonanie badań metalograficznych za pomocą replik na rurociągach bloku nr 9 w Elektrowni Kozienice w zakresie: wykonanie badań metalograficznych wybranych elementów rurociągów pary świeżej, wtórnie przegrzanej i do wtórnego przegrzewu bloku nr 9 Elektrowni Kozienice po 76 426 godz. eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N06659/BM/01, 2001 (maszynopis niepublikowany). 147. J. Dobrzański, A. Zieliński, Wykonanie badań trzech odcinków wężownicy grodzi nr 2 przegrzewacza pary II° kotła OP 430 nr 1 po 43 025 h eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N-06664/BM/01, 2001 (maszynopis niepublikowany). 148. J. Dobrzański, A. Tokarz, A. Zieliński, K. Czuba, Badania metalograficzne replik triafolowych II-go stopnia głównych rurociągów pary oraz rurociągów przerzutowych pary kotła OP-650 bloku nr 6 Elektrowni Kozienice po 172 389 godz. eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N-06668/01/BM, 2001 (maszynopis niepublikowany). 149. J. Dobrzański, A. Tokarz, A. Zieliński, K. Czuba, Badania metalograficzne metodą replik matrycowych wraz z pomiarem twardości wybranych elementów turbiny bloku 500 MW nr 9 Elektrowni Kozienice po długotrwałej eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N-06684/ 01/BM, 2001 (maszynopis niepublikowany). 150. J. Dobrzański, A. Tokarz, A. Zieliński, K. Czuba, Nieniszczące badania materiałowe metodą replik matrycowych i pomiar naprężeń własnych wybranych elementów rurociągu rozruchowego i pary świeżej kotła K3 E.C. Białystok po długotrwałej eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N-06678/ 01/BM, 2001 (maszynopis niepublikowany). 151. J. Dobrzański, A. Zieliński, Ocena stanu materiału rur ekranowych ze stali 16M (15Mo3 wg DIN) kotła OP 430 nr 1(K7) EC4 Łódź po eksploatacji i awarii, Sprawozdanie IMŻ nr N-06395/I/01/BM, 2001 (maszynopis niepublikowany). 152. J. Dobrzański, A. Tokarz, A. Zieliński, K. Czuba, Orzeczenie o stanie materiału i okres czasu dopuszczenia do dalszej pracy materiałów komory wylotowej przegrzewacza końcowego pary świeżej (III°) oraz komory wlotowej przegrzewacza końcowego pary wtórnej (III°) kotła OP 380 nr 1 EC. Kraków S.A. po 115 793 h eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N-06395/II/01/BM, 2001 (maszynopis niepublikowany). 153. J. Dobrzański, A. Tokarz, A. Zieliński, K. Czuba, Orzeczenie o stanie materiału walczaka kotła OP 380 nr 1 EC. Kraków S.A. po 115 793 h eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N-06395/III/01/BM, 2001 (maszynopis niepublikowany). 154. J. Dobrzański, A. Tokarz, A. Zieliński, K. Czuba, Orzeczenie o stanie materiału i okres czasu dopuszczenia do dalszej pracy materiałów wybranych elementów podgrzewacza wody, wężownic przegrzewacza pary świeżej I°, II° i III° oraz pary wtórnej II° i III° kotła OP 380 nr 1 EC. Kraków S.A. po 115 793 h eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N-06395/IV/01/BM, 2001 (maszynopis niepublikowany). 155. J. Dobrzański, A. Tokarz, A. Zieliński, K. Czuba, Orzeczenie o stanie materiału i okres czasu dopuszczenia do dalszej pracy materiałów schładzaczy I° i II° pary świeżej oraz schładzacza II° pary wtórnej kotła OP 380 nr 1 EC. Kraków S.A. po 115 793 h eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N06395/V/01/BM, 2001 (maszynopis niepublikowany). 156. J. Dobrzański, A. Tokarz, A. Zieliński, K. Czuba, Orzeczenie o stanie materiału i okres czasu dopuszczenia do dalszej pracy materiału walczaka kotła OP 230 nr 9 EC. Łódź po 136 211 h eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N-06395/VI/01/BM, 2001 (maszynopis niepublikowany). 157. J. Dobrzański, A. Tokarz, A. Zieliński, K. Czuba, Orzeczenie o stanie materiału walczaka kotła OP 430 nr 4 EC. Kraków S.A. po 84 177 h eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N-06395/VII/01/BM, 2001 (maszynopis niepublikowany). Literatura

205

Open Access Library Volume 3 2011 158. J. Dobrzański, A. Tokarz, A. Zieliński, K. Czuba, Orzeczenie o stanie materiału i okres czasu dopuszczenia do dalszej pracy materiałów schładzaczy pary I° i II° kotła OP 430 nr 4 EC. Kraków S.A. po 84 177 h eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N-06395/VIII/01/BM, 2001 (maszynopis niepublikowany). 159. J. Dobrzański, A. Tokarz, A. Zieliński, K. Czuba, Orzeczenie o stanie materiału i okres czasu dopuszczenia do dalszej pracy materiałów płaszczy komór wlotowych i wylotowych przegrzewacza grodziowego oraz komory wylotowej przegrzewacza końcowego kotła OP 430 nr 4 EC. Kraków S.A. po 84 177 h eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N-06395/IX/ 01/BM, 2001 (maszynopis niepublikowany). 160. J. Dobrzański, A. Tokarz, A. Zieliński, K. Czuba, Orzeczenie o stanie materiału i okres czasu dopuszczenia do dalszej pracy materiałów wybranych elementów podgrzewacza wody, wężownic przegrzewacza pary I°, II° i III° kotła OP 430 nr 4 EC. Kraków S.A. po 84 177 h eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N-06395/X/01/BM, 2001 (maszynopis niepublikowany). 161. J. Dobrzański, A. Tokarz, A. Zieliński, K. Czuba, Badania diagnostyczne materiału wodoodzielacza kotła nr 11 typ BB 1150 Elektrowni Bełchatów po 91 979 h eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N06395/XI/01/BM, 2001 (maszynopis niepublikowany). 162. J. Dobrzański, A. Tokarz, A. Zieliński, K. Czuba, Badania diagnostyczne materiału komór pary pierwotnej i wtórnej kotła nr 11 typ BB 1150 Elektrowni Bełchatów po 91 979 h eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N-06395/XII/01/BM, 2001 (maszynopis niepublikowany). 163. J. Dobrzański, A. Tokarz, A. Zieliński, K. Czuba, Badania diagnostyczne materiału wężownic kotła nr 11 typ BB 1150 Elektrowni Bełchatów po 91 979 h eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N06395/XIII01/BM, 2001 (maszynopis niepublikowany). 164. J. Dobrzański, A. Tokarz, A. Zieliński, K. Czuba, Diagnostyczne badania materiałowe wybranych elementów przegrzewacza pary E-BA 113 wytwórni „OLEFIN II” PKN „ORLEN” S.A. po 162 tys. godz. eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N-06395/XIV/01/BM, 2001 (maszynopis niepublikowany). 165. J. Dobrzański, A. Tokarz, A. Zieliński, K. Czuba, Orzeczenie o stanie materiału walczaka kotła AP 1650 nr 9 El. Kozienice S.A. po 76 426 h eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N-06395/XV/01/BM, 2001 (maszynopis niepublikowany). 166. J. Dobrzański, A. Tokarz, A. Zieliński, K. Czuba, Orzeczenie o stanie materiału i okres czasu dopuszczenia do dalszej pracy materiałów płaszczy wybranych komór kotła AP 1650 nr 9 El. Kozienice S.A. po 76 426 h eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N-06395/ XVI/01/BM, 2001 (maszynopis niepublikowany). 167. J. Dobrzański, A. Tokarz, A. Zieliński, K. Czuba, Orzeczenie o stanie materiału i okres czasu dopuszczenia do dalszej pracy materiałów wybranych kolan rur łączących komorę wylotową (końcową) z przegrzewaczem IVº pary pierwotnej, komorę wylotową węzła mieszania z przegrzewaczem IIIº pary wtórnej oraz IIº z IIIº przegrzewacza pary wtórnej kotła AP 1650 nr 9 El. Kozienice S.A. po 76 426 h eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N-06395/XVIa/01/BM, 2001 (maszynopis niepublikowany). 168. J. Dobrzański, A. Tokarz, A. Zieliński, K. Czuba, Orzeczenie o stanie materiału i okres czasu dopuszczenia do dalszej pracy materiałów wybranych schładzaczy IIº pary pierwotnej (wykonanie II) i IIº pary wtórnej (wykonanie VI) kotła AP 1650 nr 9 El. Kozienice S.A. po 76 426 h eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N-06395/XVII/01/BM, 2001 (maszynopis niepublikowany). 169. J. Dobrzański, A. Tokarz, A. Zieliński, K. Czuba, Orzeczenie o stanie materiału i okres czasu dopuszczenia do dalszej pracy materiałów wybranych wycinków rur wężownic przegrzewacza pary pierwotnej IIº, IIIº, i IVº oraz pary wtórnej IIº i IIIº kotła AP 1650 nr 9 El. Kozienice S.A. po 76 426 h eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N-06395/XVIII/ 01/BM, 2001 (maszynopis niepublikowany). 170. J. Dobrzański, A. Tokarz, A. Zieliński, K. Czuba, Orzeczenie o stanie materiału wodoodzielacza kotła BB1150 nr 10 Elektrowni Bełchatów po 103 886 h eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N06395/XIX/BM/01, 2001 (maszynopis niepublikowany). 171. J. Dobrzański, A. Tokarz, A. Zieliński, K. Czuba, Orzeczenie o stanie materiału i okres dopuszczenia do dalszej pracy materiałów komory wylotowej i wlotowej pary pierwotnej IVº (P4) kotła BB1150 nr 10 Elektrowni Bełchatów po 103 886 h eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N-06395/ XXa/BM/01, 2001 (maszynopis niepublikowany).

206

J. Dobrzański

Materiałoznawcza interpretacja trwałości stali dla energetyki 172. J. Dobrzański, A. Tokarz, A. Zieliński, K. Czuba, Orzeczenie o stanie materiału i okres rur ekranowych komory paleniskowej i wężownic przegrzewacza pary dopuszczenia do dalszej pracy materiałów wybranych wycinków pierwotnej IIIº (P3) i IVº (P4) oraz pary wtórnej IIº (M2) kotła BB1150 nr 10 Elektrowni Bełchatów po 103 886 h eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N-06395/ XXb/BM/01, 2001 (maszynopis niepublikowany). 173. J. Dobrzański, A. Tokarz, A. Zieliński, K. Czuba, Orzeczenie o stanie materiału walczaka kotła OP 230 nr 1 Zespołu E.C. Wrocław Kogeneracja S.A po 146 540 h eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N-06395/XXIa/01/BM, 2001 (maszynopis niepublikowany). 174. J. Dobrzański, A. Tokarz, A. Zieliński, K. Czuba, Orzeczenie o stanie technicznym komór wylotowych przegrzewacza pary IIIº kotła nr 1 typ OP 230 zespołu E.C. Wrocław Kogeneracja S.A. po 146 540 h eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N-06395/XXIb/01/BM, 2001 (maszynopis niepublikowany). 175. J. Dobrzański, A. Tokarz, A. Zieliński, K. Czuba, Orzeczenie o stanie materiału wodoodzielacza kotła BB1150 nr 9 Elektrowni Bełchatów po 102 447 h eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N-06395/ XXIII/BM/01, 2001 (maszynopis niepublikowany). 176. J. Dobrzański, A. Tokarz, A. Zieliński, K. Czuba, Orzeczenie o stanie materiału i okres dopuszczenia do dalszej pracy materiałów komór wylotowych pary pierwotnej IIIº (P3), komór wylotowych pary pierwotnej IVº (P4), komory wlotowej pary pierwotnej IVº (P4), komory wylotowej pary wtórnej IIº (M2) oraz regulatora temperatury pary (S2) kotła BB1150 nr 9 Elektrowni Bełchatów po 102 447 h eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N-06395/XXIVa/BM/01, 2001 (maszynopis niepublikowany). 177. J. Dobrzański, A. Tokarz, A. Zieliński, K. Czuba, Orzeczenie o stanie materiału i okres dopuszczenia do dalszej pracy materiałów wybranych wycinków rur ekranowych komory paleniskowej i wężownic przegrzewacza pary pierwotnej IIIº (P3) i IVº (P4) oraz pary wtórnej IIº (M2) kotła BB1150 nr 9 Elektrowni Bełchatów po 102 447 h eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N-06395/ XXIVb/BM/01, 2001 (maszynopis niepublikowany). 178. J. Dobrzański, A. Tokarz, A. Zieliński, K. Czuba, Orzeczenie o stanie materiału walczaków kotła OP-650b nr 5 Elektrowni TE Tuzla III po ok. 130 000 h eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N06395/XXV/01/BM, 2001 (maszynopis niepublikowany). 179. J. Dobrzański, A. Tokarz, A. Zieliński, K. Czuba, Orzeczenie o stanie materiału i okres czasu dopuszczenia do dalszej pracy materiałów płaszczy wybranych komór kotła K5 Elektrowni Tuzla III po długotrwałej eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N-06395/XXVIa/01/BM, 2001 (maszynopis niepublikowany). 180. J. Dobrzański, A. Tokarz, A. Zieliński, K. Czuba, Badania metalograficzne płaszczy schładzaczy kotła typ OP-650b K5 Elektrowni TE Tuzla III po długotrwałej eksploatacji przez ok. 130 tys. godzin, Sprawozdanie IMŻ nr N-06395/XXVIb/BM/01, 2001 (maszynopis niepublikowany). 181. J. Dobrzański, A. Tokarz, A. Zieliński, K. Czuba, Badania metalograficzne rurociągów łączących komory przegrzewacza konwekcyjnego z komorą rozdzielczą przegrzewacza konwekcyjnego typ OP-650b K5 Elektrowni TE Tuzla III po długotrwałej eksploatacji przez ok. 130 tys. godzin, Sprawozdanie IMŻ nr N-06395/XXVIc/BM/01, 2001 (maszynopis niepublikowany). 182. J. Dobrzański, A. Tokarz, A. Zieliński, K. Czuba, Orzeczenie o stanie materiału i okres dopuszczenia do dalszej pracy materiałów wybranych wycinków rur wężownic przegrzewacza konwekcyjnego i międzystopniowego Iº kotła OP-650b nr 5 Elektrowni Tuzla III po ok. 130 000 h eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N-06395/XXVII/BM/01, 2001 (maszynopis niepublikowany). 183. J. Dobrzański, A. Tokarz, A. Zieliński, K. Czuba, Badania metalograficzne wybranych elementów rurociągów pary świeżej, wtórnej i do wtórnego przegrzewu kotła typ OP-650b K5 Elektrowni TE Tuzla III po długotrwałej eksploatacji przez ok. 130 tys. godzin, Sprawozdanie IMŻ nr N-06395/ XXVIII/BM/01, 2001 (maszynopis niepublikowany). 184. J. Dobrzański, A. Tokarz, A. Zieliński, K. Czuba, Badania materiałowe płaszczy kolektorów schładzaczy pary wtórnej IIº kotła nr 9 Elektrowni Kozienice po 76 426 h eksploatacji oraz eksploatacji i naprawie. Orzeczenie o przydatności materiału płaszczy badanych kolektorów po eksploatacji i naprawie do dalszej eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N-06395/XXX/01/BM, 2001 (maszynopis niepublikowany). Literatura

207

Open Access Library Volume 3 2011 185. J. Dobrzański, A. Tokarz, A. Zieliński, K. Czuba, Nieniszczące badania materiałowe wybranych elementów rurociągów EC. Zabrze po długotrwałej eksploatacji powyżej 100 tys. h (rurociągi kotłów K61 i K62, rurociągi turbinowe TG4 i TG6, kolektor wschodni), Sprawozdanie IMŻ nr N-06395/ XXXI/01/BM, 2001 (maszynopis niepublikowany). 186. J. Dobrzański, A. Tokarz, A. Zieliński, Ocena stanu materiału wężownic przegrzewacza pary IIIº kotła OP 230 nr 6 EC. 3 Łódź po 149 042 h eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N-06703/BM/01, 2001 (maszynopis niepublikowany). 187. J. Dobrzański, A. Tokarz, A. Zieliński, Ocena stanu wężownic podgrzewacza wody kotła OP 230 nr 2 (K3) EC. 4 Łódź po długotrwałej eksploatacji i awarii, Sprawozdanie IMŻ nr N-06718/I/02/BM, 2001 (maszynopis niepublikowany). 188. J. Dobrzański, A. Tokarz, A. Zieliński, Badania materiałowe wybranych wycinków wężownic rur grodzi wewnętrznej przegrzewacza pary II° kotła OP 430 nr 1 (K7) EC. 4 Łódź po ok. 45 000 h eksploatacji i awarii, Sprawozdanie IMŻ nr N-06718/II/02/BM, 2001 (maszynopis niepublikowany). 189. J. Dobrzański, A. Zieliński, K. Czuba, Badania metalograficzne fragmentów zespołu kadłubów wybranych zaworów bezpieczeństwa kotła nr 5 Elektrowni Połaniec po 119 217 h eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N-06365/I/02/BM, 2002 (maszynopis niepublikowany). 190. J. Dobrzański, A. Zieliński, K. Czuba, Badania metalograficzne fragmentów zespołu kadłubów zaworów bezpieczeństwa kotła nr 3 Elektrowni Połaniec po 126 171 h eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N-06365/III/02/BM, 2002 (maszynopis niepublikowany). 191. J. Dobrzański, A. Zieliński, K. Czuba, Diagnostyczne badania metalograficzne mieszacza dolnego instalacji pary świeżej bloku nr 3 Elektrowni Połaniec po 126 171 godz. eksploatacji w warunkach pełzania, Sprawozdanie IMŻ nr N-06365/IV/02/BM, 2002 (maszynopis niepublikowany). 192. J. Dobrzański, A. Zieliński, K. Czuba, Badania metalograficzne metodą replik matrycowych materiału w stanie wyjściowym wybranych złącz spawanych rurociągu gazu, gazu rozpałkowego i oleju (zakres „Ansaldo”) bloku parowo-gazowego E.C. Rzeszów S.A., Sprawozdanie IMŻ nr N-06365/ V/02/BE, 2002 (maszynopis niepublikowany). 193. J. Dobrzański, A. Zieliński, K. Czuba, Ocena stanu technicznego i analiza żywotności wybranych komór kotła OPf 230 nr 4 zakładów azotowych w Tarnowie – Mościcach S.A. po 183 108 h eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N-06395/I/02/BM, 2002 (maszynopis niepublikowany). 194. J. Dobrzański, A. Zieliński, K. Czuba, Badania głównej belki nośnej stropu kotła K4 HUS Zakładów Azotowych „TARNÓW” w Mościcach, Sprawozdanie IMŻ nr N-06395/II/ 02/BM, 2002 (maszynopis niepublikowany). 195. J. Dobrzański, A. Zieliński, K. Czuba, Diagnostyczne badania materiałowe oraz ocena wpływu temperatury na strukturę materiału rur 38x7,1 mm „podwójna super omega” przegrzewacza grodziowego SH2 kotła fluidalnego typ Ofz 425 nr 1 Elektrowni „Siersza” S.A. po 7280 godzinach eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N-06395/III/02/BM, 2002 (maszynopis niepublikowany). 196. J. Dobrzański, A. Zieliński, K. Czuba, Sprawozdanie końcowe o stanie technicznym wybranych elementów krytycznych części ciśnieniowej kotła nr 12 typ BB 1150 Elektrowni Bełchatów po 97 427 h eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N-06395/IV÷VI/2002/BE, 2002 (maszynopis niepublikowany). 197. J. Dobrzański, A. Zieliński, K. Czuba, Orzeczenie o stanie materiału walczaków kotła OP-650b nr 3 Elektrowni Pątnów po 229 199 h eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N-06395/X/02/BM, 2002 (maszynopis niepublikowany). 198. J. Dobrzański, A. Zieliński, K. Czuba, Orzeczenie o stanie materiału walczaka kotła OP-650 nr 4 El. Kozienice S.A. po 176 510 h eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N-06395/XII/02/BE, 2002 (maszynopis niepublikowany). 199. J. Dobrzański, A. Zieliński, K. Czuba, Ocena stanu technicznego i przydatność do dalszej eksploatacji elementów rurociągu wylotowego pary świeżej (lewa i prawa strona) kotła OP-230 nr 1 (K2) E.C. 4 Łódź S.A. po 139 000 h eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N-06395/XIII/02/BE, 2002 (maszynopis niepublikowany). 200. J. Dobrzański, A. Zieliński, Badania materiałowe i ocena stanu technicznego wybranych wycinków wężownic przegrzewacza pary kotła OP-140 nr 5 E.C. Białystok S.A. po 110 914 godz. eksploatacji w warunkach pełzania, Sprawozdanie IMŻ nr N-06395/XIV/ 02/BE, 2002 (maszynopis niepublikowany).

208

J. Dobrzański

Materiałoznawcza interpretacja trwałości stali dla energetyki 201. J. Dobrzański, A. Zieliński, Orzeczenie o stanie materiału walczaka kotła OP-380 nr 12 Elektrowni Stalowa Wola po 213 140 h eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N-06395/XV/02/BE, 2002 (maszynopis niepublikowany). 202. J. Dobrzański, A. Zieliński, Wykonanie skróconych prób pełzania z materiałów 4 kolektorów schładzaczy pary wtórnej IIº po długotrwałej eksploatacji w Elektrowni Kozienice – cz. I, Sprawozdanie IMŻ nr N-06395/XVI/02/BE, 2002 (maszynopis niepublikowany). 203. J. Dobrzański, A. Zieliński, Orzeczenie o stanie materiału i okres czasu dopuszczenia do dalszej pracy materiałów wybranych wycinków wężownic przegrzewacza pary pierwotnej IIIº (P3) i IVº (P4) oraz wtórnej IIº (M2) kotła BB 1150 nr 1 Elektrowni Bełchatów po 136 253 h eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N-06395/XVIIa/02/BE, 2002 (maszynopis niepublikowany). 204. J. Dobrzański, A. Zieliński, Orzeczenie o stanie materiału i okres czasu dopuszczenia do dalszej pracy materiałów wybranych wycinków wężownic przegrzewacza pary pierwotnej IIIº (P3) i IVº (P4) oraz wtórnej IIº (M2) kotła BB 1150 nr 2 Elektrowni Bełchatów po 136 253 h eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N-06395/XVIIb/02/BE, 2002 (maszynopis niepublikowany). 205. J. Dobrzański, A. Zieliński, K. Czuba, Orzeczenie o stanie materiału i okres czasu dopuszczenia do dalszej pracy materiału komory wylotowej pary pierwotnej IVº (P4) (prawa) kotła BB 1150 nr 2 Elektrowni Bełchatów po 133 191 h eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N-06395/XVIIc/02/BE, 2002 (maszynopis niepublikowany). 206. J. Dobrzański, A. Zieliński, K. Czuba, Orzeczenie o stanie materiału i okres czasu dopuszczenia do dalszej pracy materiałów komór wylotowych pary pierwotnej IVº (P4) kotła BB 1150 nr 3 Elektrowni Bełchatów po 129 482 h eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N-06395/XVIId/02/BE, 2002 (maszynopis niepublikowany). 207. J. Dobrzański, A. Zieliński, Badania materiałowe i ocena stanu technicznego wybranych wycinków wężownic przegrzewaczy pary Iº kotłów nr 1 (K2) i 2 (K3) E.C.4 Łódź odpowiednio po 140 849 i 141 831 h eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N-0395/XVIII/BE/02, 2002 (maszynopis niepublikowany). 208. J. Dobrzański, A. Zieliński, Wykonanie badań i ocena stanu materiału rury ф 457x20, gat. 15HM z kotła K-6 Elektrowni Bełchatów, Sprawozdanie IMŻ nr N-0395/XIX/BE/02, 2002 (maszynopis niepublikowany). 209. J. Dobrzański, A. Zieliński, Przeprowadzenie prób pełzania próbek ze stopu Fe-Ni po starzeniu jednostopniowym, Sprawozdanie IMŻ nr N-06372/02/BM, 2002 (maszynopis niepublikowany). 210. J. Dobrzański, A. Zieliński, Przeprowadzenie prób pełzania próbek ze stopu Fe-Ni po starzeniu dwustopniowym, Sprawozdanie IMŻ nr N-06373/02/BM, 2002 (maszynopis niepublikowany). 211. J. Dobrzański, A. Zieliński, Wykonanie skróconych prób pełzania z materiałów elementów rurociągów kotłowych po długotrwałej eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N-06699/02/BE, 2002 (maszynopis niepublikowany). 212. J. Dobrzański, A. Zieliński, Wykonanie skróconych prób pełzania ze stali 13HMF po długotrwałej eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N-06720/02/BE, 2002 (maszynopis niepublikowany). 213. J. Dobrzański, A. Zieliński, K. Czuba, Badania diagnostyczne struktury stali metodą replik (diagnostyczne nieniszczące badania materiałowe metodą replik wybranych elementów rurociągów komunikacyjnych łączących schładzacze pary IIº z komorami grodziowymi instalacji pary świeżej kotła nr 10 typ OP-230 E.C. Gdańsk po ok. 55÷60 tys. godzin eksploatacji), Sprawozdanie IMŻ nr N06760/02/BE, 2002 (maszynopis niepublikowany). 214. J. Dobrzański, A. Zieliński, K. Czuba, Orzeczenie o stanie materiału i okres czasu dopuszczenia do dalszej pracy materiałów schładzaczy pary I° i II°(strona lewa) kotła OP 430 nr 1 (k7) E.C. 4 Łódź S.A. po 47 615 h eksploatacji, N-06741/I/02/BM, IMŻ, 2002 (maszynopis niepublikowany). 215. J. Dobrzański, A. Zieliński, K. Czuba, Orzeczenie o stanie materiału i okresu czasu dopuszczenia do dalszej pracy wybranych kolan instalacji pary świeżej od kotła do turbiny kotła nr 1 (k7) E.C. 4 Łódź po 47 615 godz. eksploatacji w warunkach pełzania, Sprawozdanie IMŻ nr N-06741/II/02/BM, 2002 (maszynopis niepublikowany). 216. J. Dobrzański, A. Zieliński, K. Czuba, Badania metalograficzne fragmentów zespołu kadłubów zaworów bezpieczeństwa kotła nr 2 Elektrowni Rybnik po 197 172 h eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N-06751/I/02/BM, 2002 (maszynopis niepublikowany). Literatura

209

Open Access Library Volume 3 2011 217. J. Dobrzański, A. Zieliński, K. Czuba, Diagnostyczne badania metalograficzne wybranych elementów bloku nr 8 Elektrowni Połaniec po 106 803 godz. eksploatacji w warunkach pełzania, Sprawozdanie IMŻ nr N-06365/I/03/BE, 2003 (maszynopis niepublikowany). 218. J. Dobrzański, A. Zieliński, K. Czuba, Diagnostyczne badania metalograficzne wybranych elementów bloku nr 1 Elektrowni Połaniec po 159 517 godz. eksploatacji w warunkach pełzania, Sprawozdanie IMŻ nr N-06365/II/03/BE, 2003 (maszynopis niepublikowany). 219. J. Dobrzański, A. Zieliński, K. Czuba, Diagnostyczne badania metalograficzne wybranych elementów bloku nr 7 Elektrowni Połaniec po 118 185 godz. eksploatacji w warunkach pełzania, Sprawozdanie IMŻ nr N-06365/III/03/BE, 2003 (maszynopis niepublikowany). 220. J. Dobrzański, A. Zieliński, K. Czuba, Badania metalograficzne fragmentów zespołu kadłubów zaworów bezpieczeństwa kotła OP-650 bloku nr 6 Elektrowni Rybnik po 147 517 godzinach eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N-06751/I/03/BE, 2003 (maszynopis niepublikowany). 221. J. Dobrzański, A. Zieliński, K. Czuba, Badania metalograficzne fragmentów zespołu kadłubów zaworów bezpieczeństwa kotła OP-650 bloku nr 5 Elektrowni Rybnik po długotrwałej eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N-06751/II/03/BE, 2003 (maszynopis niepublikowany). 222. J. Dobrzański, A. Zieliński, K. Czuba, Badania metalograficzne fragmentów zespołu kadłubów zaworów bezpieczeństwa kotła OP-650 bloku nr 4 Elektrowni Rybnik po 186 217 godzinach eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N-06751/III/03/BE, 2003 (maszynopis niepublikowany). 223. J. Dobrzański, A. Zieliński, K. Czuba, Ocena stanu technicznego i analiza żywotności kotła OP-430 nr 14 EC. Siekierki S.A., Sprawozdanie IMŻ nr N-06395/I/03/BE, 2003 (maszynopis niepublikowany). 224. J. Dobrzański, A. Zieliński, K. Czuba, Diagnostyczne badania metalograficzne wybranych elementów bloku nr 1 Elektrowni Połaniec po 159 517 godz. eksploatacji w warunkach pełzania, Sprawozdanie IMŻ nr N-06395/II/03/BE, 2003 (maszynopis niepublikowany). 225. J. Dobrzański, A. Zieliński, Wykonanie skróconych prób pełzania z materiałów 4 kolektorów schładzaczy pary wtórnej IIº po długotrwałej eksploatacji w Elektrowni Kozienice, Sprawozdanie IMŻ nr N-06395/III/03/BE, 2003 (maszynopis niepublikowany). 226. J. Dobrzański, A. Zieliński, K. Czuba, Ocena stanu technicznego i analiza żywotności kotła OP-140 nr 5 EC. Białystok S.A., Sprawozdanie IMŻ nr N-06395/IV/03/BE, 2003 (maszynopis niepublikowany). 227. J. Dobrzański, A. Zieliński, Wykonanie badań i określenie przyczyn pękania bijaków młyna wentylatorowego pracującego w TE Tuzla, Sprawozdanie IMŻ nr N-06395/V/03/BE, 2003 (maszynopis niepublikowany). 228. J. Dobrzański, A. Zieliński, K. Czuba, Orzeczenie o stanie materiału walczaka kotła OOG-260 w Anwil S.A. – kompleks energetyczny po 108 454 h eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N-06395/ VI/03/BE, 2003 (maszynopis niepublikowany). 229. J. Dobrzański, A. Zieliński, K. Czuba, Diagnostyczne badania materiałowe wybranych elementów kotła nr 5 typ OP 140 Frantschach Świecie S.A. po 103 720 h eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N06395/VII/03/BE, 2003 (maszynopis niepublikowany). 230. J. Dobrzański, A. Zieliński, Orzeczenie o stanie materiału i okres czasu dopuszczenia do dalszej pracy materiałów wybranych wycinków rur ekranowych, rur stropowych oraz wężownic przegrzewacza pary I°, II° i III° kotła OP 230 nr 1 ZEC. Wrocław Kogeneracja S.A. po 153 548 h eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N-06395/VIII/03/BE, 2003 (maszynopis niepublikowany). 231. J. Dobrzański, A. Zieliński, Ocena stanu technicznego i analiza żywotności kotła OP-230 nr 4 EC 2 Bydgoszcz S.A., Sprawozdanie IMŻ nr N-06395/IX/03/BE, 2003 (maszynopis niepublikowany). 232. J. Dobrzański, A. Zieliński, Orzeczenie o stanie technicznym i analiza żywotności wybranych elementów krytycznych części ciśnieniowej kotła nr 4 typ OP 230 EC. Siekierki S.A. po 203 828 h eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N-06395/XI/03/BE, 2003 (maszynopis niepublikowany). 233. J. Dobrzański, A. Zieliński, Orzeczenie o stanie technicznym i analiza żywotności wybranych elementów krytycznych części ciśnieniowej kotła nr 6 typ OP 140 EC Białystok S.A. po 111 948 h eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N-06395/XII/03/BE, 2003 (maszynopis niepublikowany). 234. J. Dobrzański, A. Zieliński, Orzeczenie o stanie materiału i okres czasu dopuszczenia do dalszej pracy materiału płaszcza komory zbiorczej kotła OP 230 nr 5 Zakładów Azotowych w Tarnowie –

210

J. Dobrzański

Materiałoznawcza interpretacja trwałości stali dla energetyki Mościcach S.A. po 200 756 h eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N-06395/XIII/03/BE, 2003 (maszynopis niepublikowany). 235. J. Dobrzański, A. Zieliński, Orzeczenie o stanie materiału walczaków kotła OP-650b nr 5 Elektrowni Pątnów po 217 040 h eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N-06395/XIV/03/BE, 2003 (maszynopis niepublikowany). 236. J. Dobrzański, A. Zieliński, Orzeczenie o stanie materiału walczaka kotła OP-380b nr 1 Elektrowni Adamów po 237 432 h eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N-06395/XV/03/BE, 2003 (maszynopis niepublikowany). 237. J. Dobrzański, A. Zieliński, Orzeczenie o stanie technicznym i analiza żywotności wybranych elementów krytycznych części ciśnieniowej kotła nr 3 typ OP 230 EC. Siekierki S.A. po długotrwałej eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N-06395/XVI/03/BE, 2003 (maszynopis niepublikowany). 238. J. Dobrzański, A. Zieliński, Orzeczenie o stanie technicznym i analiza żywotności wybranych elementów krytycznych części ciśnieniowej kotła nr 1 typ OP-650 Elektrowni Kozienice S.A. po 174 435 h eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N-06395/XVII/03/BE, 2003 (maszynopis niepublikowany). 239. J. Dobrzański, A. Zieliński, Orzeczenie o stanie materiału walczaka kotła OP-380b nr 1 Elektrowni Adamów po 237 432 h eksploatacji, naprawie i obróbce cieplnej, Sprawozdanie IMŻ nr N-06395/ XVIII/03/BE, 2003 (maszynopis niepublikowany). 240. J. Dobrzański, A. Zieliński, K. Czuba, Orzeczenie o stanie technicznym i analiza żywotności wybranych elementów krytycznych części ciśnieniowej kotła OP- 430 K-2 W ZEC Wrocław po 106 537 h eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N0-6395/49/2004/BE, 2004 (maszynopis niepublikowany). 241. J. Dobrzański, A. Zieliński, K. Czuba, Wykonanie badań i określenie przyczyn awarii (pęknięcie kolana) na kotle OP-650b nr 5 w TE Tuzla, Sprawozdanie IMŻ nr N0-6395/58/ 2004/BE, 2004 (maszynopis niepublikowany). 242. J. Dobrzański, A. Zieliński, K. Czuba, Wykonanie badań i określenie przyczyn awarii (pęknięcie kolana) na kotle OP-430 K2 nr fabr. 850 w ZEC Kogeneracja Wrocław, Sprawozdanie IMŻ nr N06395/49/II/2004/BE, 2004 (maszynopis niepublikowany). 243. J. Dobrzański, A. Zieliński, K. Czuba, Analiza stanu i ocena przydatności do dalszej pracy materiału rur nawrotnych przegrzewacza grodziowego SH2 kotła fluidalnego Ofz-425 nr 2 Elektrowni Siersza, Sprawozdanie IMŻ nr N0-6395/59/2004/BE, 2004 (maszynopis niepublikowany). 244. J. Dobrzański, A. Zieliński, K. Czuba, Wykonanie ekspertyzy określającej przyczyny awarii przegrzewacza grodziowego kotła K-1 w El. Siersza oraz opracowanie orzeczenia o przydatności materiału do dalszej eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N0-6395/60/ 2004/BE, 2004 (maszynopis niepublikowany). 245. J. Dobrzański, A. Zieliński, K. Czuba, Ocena stanu technicznego i analiza żywotności kotła BB1150 nr 10 w Elektrowni Bełchatów, Sprawozdanie IMŻ nr N0-6395/63/ 2004/BE, 2004 (maszynopis niepublikowany). 246. J. Dobrzański, A. Zieliński, K. Czuba, Orzeczenie o stanie technicznym prawej komory wlotowej przegrzewacza pary wtórnej II° kotła nr 11 typ BB1150 Elektrowni Bełchatów po 116 451 h eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N0-6395/63/II/2004/BE, 2004 (maszynopis niepublikowany). 247. J. Dobrzański, A. Zieliński, K. Czuba, Wykonanie ekspertyzy określającej przyczyny awarii przegrzewacza grodziowego kotła K-2 w El. Siersza oraz opracowanie orzeczenia o przydatności materiału do dalszej eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N0-6395/64/2004/BE, 2004 (maszynopis niepublikowany). 248. J. Dobrzański, A. Zieliński, K. Czuba, Diagnostyczne badania materiałowe walczaka kotła OP-130 nr K5 Elektrowni Konin po 120 081 godz. eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N0-6395/65/2004/BE, 2004 (maszynopis niepublikowany). 249. J. Dobrzański, A. Zieliński, K. Czuba, Diagnostyczne badania materiałowe walczaka kotła OP-140 nr K6 Elektrociepłowni Białystok S.A. po 116 396 godz. eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N06395/66/2004/BE, 2004 (maszynopis niepublikowany). 250. J. Dobrzański, A. Zieliński, K. Czuba, Badanie przyczyn powstawania uszkodzeń powierzchni wewnętrznej płaszcza walczaka kotła K1 EC II Bydgoszcz po długotrwałej eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N0-6395/66/I/2004/BE, 2004 (maszynopis niepublikowany). Literatura

211

Open Access Library Volume 3 2011 251. J. Dobrzański, A. Zieliński, K. Czuba, Ocena stanu technicznego materiału belek konstrukcji nośnej stropu kotła nr 4 w El. Kosowo, Sprawozdanie IMŻ nr N0-6395/67/2004/BE, 2004 (maszynopis niepublikowany). 252. J. Dobrzański, A. Zieliński, K. Czuba, Orzeczenie o stanie materiału walczaka kotła OO-420 nr K6 PKN Orlen S.A. po 182 396 h eksploatacji przed naprawą oraz po naprawie i obróbce cieplnej, Sprawozdanie IMŻ nr N0-6395/69/2004/BE, 2004 (maszynopis niepublikowany). 253. J. Dobrzański, A. Zieliński, K. Czuba, Ocena stanu technicznego i analiza żywotności kotła OP-650 nr 5 Elektrowni Kozienice S.A., Sprawozdanie IMŻ nr N0-6395/70/2004/BE, 2004 (maszynopis niepublikowany). 254. J. Dobrzański, A. Zieliński, K. Czuba, Ocena stanu technicznego i analiza żywotności kotła BB1150 nr 2 w Elektrowni Bełchatów, Sprawozdanie IMŻ nr N0-6395/71/2004/BE, 2004 (maszynopis niepublikowany). 255. J. Dobrzański, A. Zieliński, K. Czuba, Ocena stanu technicznego i analiza żywotności kotła OP 380 nr 11 w Elektrociepłowni Siekierki, Sprawozdanie IMŻ nr N0-6395/72/ 2004/BE, 2004 (maszynopis niepublikowany). 256. J. Dobrzański, A. Zieliński, K. Czuba, Określenie przyczyn niszczenia rur wężownic przegrzewacza grodziowego kotła OOG-320 nr K1 oraz rur wężownic przegrzewacza wylotowego kotła nr K3 PKN Orlen S.A. po długotrwałej eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N0-6395/73/2004/BE, 2004 (maszynopis niepublikowany). 257. J. Dobrzański, A. Zieliński, K. Czuba, Ocena stanu technicznego i analiza żywotności kotła OP-130 nr K2 ZEC Wrocław Kogeneracja S.A. Elektrociepłownia Czechnica po 247 922 godz. eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N0-6395/74/I/2004/BE, 2004 (maszynopis niepublikowany). 258. J. Dobrzański, A. Zieliński, K. Czuba, Orzeczenie o stanie materiału i okres czasu dopuszczenia do dalszej pracy materiałów wybranych wycinków rur ekranowych, podgrzewacza wody, rur wieszakowych oraz wężownic przegrzewaczy pary I°, II° i III° kotła OP-130 nr K4 EC Czechnica po 256 000 godz. eksploatacji ZEC Wrocław Kogeneracja S.A, Sprawozdanie IMŻ nr N0-6395/74/II/ 2004/BE, 2004 (maszynopis niepublikowany). 259. J. Dobrzański, A. Zieliński, K. Czuba, Wykonanie badań materiałowych wraz z opracowaniem orzeczenia o stanie technicznym materiału wycinków rur komory paleniskowej (feston) kotła K4 EC Czechnica ZEC Wrocław Kogeneracja S.A. po 256 000 h eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N06395/74/IIB/2004/BE, 2004 (maszynopis niepublikowany). 260. J. Dobrzański, A. Zieliński, K. Czuba, Orzeczenie o stanie materiału elementów rurociągów pośrednich WP turbiny 13P110 (TZ7) po ok. 150 000 h eksploatacji w EC Siekierki S.A., Sprawozdanie IMŻ nr N0-6395/75/2004/BE, 2004 (maszynopis niepublikowany). 261. J. Dobrzański, A. Zieliński, K. Czuba, Orzeczenie o stanie materiału i okres czasu dopuszczenia do dalszej pracy materiałów wybranych wycinków rur z przegrzewaczy pary wtórnej III° (RH3) kotłów AP-1650 nr 9 i 10 Elektrowni Kozienice S.A. po długotrwałej eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N0-6395/76/2004/BE, 2004 (maszynopis niepublikowany). 262. J. Dobrzański, A. Zieliński, K. Czuba, Ocena stanu technicznego i analiza żywotności kotła OPG140 K-1 Zakładów Koksowniczych Zdzieszowice Sp. z o.o., Sprawozdanie IMŻ nr N0-6395/77/ 2004/BE, 2004 (maszynopis niepublikowany). 263. J. Dobrzański, A. Zieliński, K. Czuba, Wykonanie badań materiałowych wraz z opracowaniem orzeczenia o stanie technicznym wycinków rur schładzacza powierzchniowego kotła K2 C Czechnica ZEC Wrocław Kogeneracja S.A. po 247 922 h eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N0-6395/78/ 2004/BE, 2004 (maszynopis niepublikowany). 264. J. Dobrzański, A. Zieliński, K. Czuba, Wykonanie badań metalograficznych za pomocą replik triafolowych wraz z oceną stopnia degradacji materiału korpusu zewnętrznego WP turbiny 13UP55 po ok. 150 000 godzin eksploatacji i naprawie w ZEC Łódź S.A. – EC III Łódź, Sprawozdanie IMŻ nr N0-6365/14/2004/BE, 2004 (maszynopis niepublikowany). 265. J. Dobrzański, A. Zieliński, K. Czuba, Wykonanie skróconej próby pełzania (dwie serie) dla materiału 13HMF po długotrwałej eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N0-6962/ 2004/BE, 2004 (maszynopis niepublikowany).

212

J. Dobrzański

Materiałoznawcza interpretacja trwałości stali dla energetyki 266. J. Dobrzański, A. Zieliński, K. Czuba, Diagnostyczne badania materiałowe metodą replik matrycowych oraz określenie przydatności do dalszej pracy materiału badanych elementów kotła OP 650 nr 2 Elektrowni Połaniec – Grupa Electrabel po 137 500 godzinach eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N0-6994/2004/BE, 2004 (maszynopis niepublikowany). 267. J. Dobrzański, A. Zieliński, K. Czuba, Diagnostyczne badania materiałowe metodą replik matrycowych oraz określenie przydatności do dalszej pracy materiału badanych elementów kotła OP 650 na kotle blok nr 4, na terenie Elektrowni Połaniec S.A. – Grupa Elektrabel, Sprawozdanie IMŻ nr N0-7032/2004/BE, 2004 (maszynopis niepublikowany). 268. J. Dobrzański, A. Zieliński, K. Czuba, Badania metalograficzne fragmentów zespołu kadłubów zaworów bezpieczeństwa kotła OP-130 nr K5 Elektrowni Konin S.A. po 120 081 godzinach eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N0-6751/07/2004/BE, 2004 (maszynopis niepublikowany). 269. J. Dobrzański, A. Zieliński, K. Czuba, Badania metalograficzne fragmentów zespołu kadłubów zaworów bezpieczeństwa kotła OP-650 bloku nr 5 Elektrowni Kozienice po 164 500 godzinach eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N0-6751/08/2004/BE, 2004 (maszynopis niepublikowany). 270. J. Dobrzański, A. Zieliński, K. Czuba, Badania metalograficzne fragmentów zespołu kadłubów zaworów bezpieczeństwa kotła OP-650 bloku nr 7 Elektrowni Rybnik po 171 355 godzinach eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N0-6751/09/2004/BE, 2004 (maszynopis niepublikowany). 271. J. Dobrzański, A. Zieliński, K. Czuba, Badania metalograficzne fragmentów zespołu kadłubów zaworów bezpieczeństwa kotła OP-650 bloku nr 6 Elektrowni Kozienice po 192 500 godzinach eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N0-6751/10/2004/BE, 2004 (maszynopis niepublikowany). 272. J. Dobrzański, A. Zieliński, Orzeczenie o stanie technicznym i analiza żywotności wybranych elementów krytycznych części ciśnieniowej kotła OPG-140 K-1 Zakładów Koksowniczych Zdzieszowice sp. z o.o. po 180 888 h eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N0-6395 77, 2005 (maszynopis niepublikowany). 273. J. Dobrzański, A. Zieliński, Orzeczenie o stanie technicznym i analiza żywotności wybranych elementów krytycznych części ciśnieniowej kotła OP-230 K-1 w Zakładach Chemicznych Police S.A. po 90 705 godzinach eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N0-6395 79, 2005 (maszynopis niepublikowany). 274. J. Dobrzański, A. Zieliński, Orzeczenie o stanie technicznym i analiza żywotności wybranych elementów krytycznych części ciśnieniowej kotła OOG-260 K-1 w Zakładach Azotowych Anwil S.A. po długotrwałej eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N0-6395 80, 2005 (maszynopis niepublikowany). 275. J. Dobrzański, A. Zieliński, Orzeczenie o stanie technicznym i analiza żywotności wybranych elementów krytycznych części ciśnieniowej kotła OOG-260 K-2 w kompleksie energetycznym Anwil S.A. po 117 438 h eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N0-6395 81, 2005 (maszynopis niepublikowany). 276. J. Dobrzański, A. Zieliński, Orzeczenie o stanie technicznym i analiza żywotności wybranych elementów kotła OP-130 nr K-4 ZEC Wrocław Kogeneracja S.A.. Elektrociepłownia Czechnica po 262 030 godz. eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N0-6395 84, 2005 (maszynopis niepublikowany). 277. J. Dobrzański, A. Zieliński, Orzeczenie o stanie technicznym i okres dopuszczenia do dalszej pracy wybranych elementów przegrzewacza pary E-BA 113 „Olefiny II/Piroliza II” PKN „Orlen” S.A. po 192 192 godz. eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N0-6395 86, 2005 (maszynopis niepublikowany). 278. J. Dobrzański, A. Zieliński, Orzeczenie o stanie technicznym i analiza żywotności wybranych elementów krytycznych części ciśnieniowej kotła nr 4 typ OP 230 EC 2 Bydgoszcz S.A. po 124 806 h eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N0-6395 87, 2005 (maszynopis niepublikowany). 279. J. Dobrzański, A. Zieliński, Orzeczenie o stanie technicznym i analiza żywotności wybranych elementów krytycznych części ciśnieniowej kotła nr 7 typ OP-650 Elektrowni Kozienice S.A. po 189 066 h eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N0-6395 88, 2005 (maszynopis niepublikowany). 280. J. Dobrzański, A. Zieliński, Sprawozdanie końcowe i orzeczenie o stanie technicznym wybranych elementów krytycznych części ciśnieniowej kotła nr 1 typ BB- 1150 BOT Elektrowni Bełchatów po 157 820 h eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N0-6395 89, 2005 (maszynopis niepublikowany). 281. J. Dobrzański, A. Zieliński, Diagnostyczne badania materiałowe metodą replik matrycowych oraz określenie przydatności do dalszej pracy materiału wybranych elementów kotła nr 5 typ OP 650 po Literatura

213

Open Access Library Volume 3 2011 130 900 godzinach eksploatacji w elektrowni Połaniec S.A. – Grupa Electrabel, Sprawozdanie IMŻ nr N0-7148 01, 2005 (maszynopis niepublikowany). 282. J. Dobrzański, A. Zieliński, Diagnostyczne badania materiałowe metodą replik matrycowych oraz określenie przydatności do dalszej pracy materiału wybranych elementów kotła nr 6 typ OP 650 po 127 940 godzinach eksploatacji w Elektrowni Połaniec S.A. – Grupa Electrabel, Sprawozdanie IMŻ nr N0-7148 02, 2005 (maszynopis niepublikowany). 283. J. Dobrzański, A. Zieliński, Badania metalograficzne fragmentów zespołu kadłubów zaworów bezpieczeństwa kotła OP-650 bloku nr 5 Elektrowni Rybnik po 163 000 godzin eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N0-6751 11, 2005 (maszynopis niepublikowany). 284. J. Dobrzański, A. Zieliński, Badania metalograficzne fragmentów zespołu kadłubów zaworów bezpieczeństwa kotła OP-650 bloku nr 8 Elektrowni Kozienice po 189 694 godzinach eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N0-6751 12, 2005 (maszynopis niepublikowany). 285. J. Dobrzański, A. Zieliński, Wykonanie badań struktury metodą replik, korpusów zaworów bezpieczeństwa, z określeniem stopnia wyeksploatowania i prognozy dalszej ich eksploatacji w El. Kozienice kocioł nr 7, El. Adamów i EC. Kraków, Sprawozdanie IMŻ nr N0-6751 13, 2005 (maszynopis niepublikowany). 286. J. Dobrzański, A. Zieliński, Wykonanie badań struktury metodą replik, korpusów zaworów bezpieczeństwa, z określeniem stopnia wyeksploatowania i prognozy dalszej ich eksploatacji w El. Adamów kocioł nr 3 oraz Zakładzie Armatury Chemar Sp. z o.o., Sprawozdanie IMŻ nr N0-6751 14, 2005 (maszynopis niepublikowany). 287. J. Dobrzański, A. Zieliński, Orzeczenie o stanie materiału walczaka kotła K-2 typ OOG-260 w Anwil S.A. – Kompleks Energetyczny po 117 438 h eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N0-6395 83, 2005 (maszynopis niepublikowany). 288. J. Dobrzański, A. Zieliński, Wykonanie badań metalograficznych metodą replik matrycowych elementów ciśnieniowych oraz badań materiałowych wycinków rur instalacji kotłowej wraz z opracowaniem orzeczenia o stanie technicznym badanych elementów kotłów OP-230 K1 i K2 oraz OP-430 K1 w EC 4 Łódź S.A., Sprawozdanie IMŻ nr N0-6395 82, 2005 (maszynopis niepublikowany). 289. J. Dobrzański, A. Zieliński, Orzeczenie o stanie materiału i okres czasu dopuszczenia do dalszej pracy materiałów wybranych wycinków rur ekranowych oraz wężownic przegrzewacza pary II° i III° kotła OP-230 K-1 w Zakładach Chemicznych Police S.A. po 93 705 h eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N0-6395 79d, 2005 (maszynopis niepublikowany). 290. J. Dobrzański, A. Zieliński, Orzeczenie o stanie materiału i okres czasu dopuszczenia do dalszej pracy materiałów wycinków przegrzewacza pary II° (grodziowego) kotła OOG-260 K-1 w Zakładach Azotowych Anwil S.A. po 76 956 godzinach eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N0-6395 81d, 2005 (maszynopis niepublikowany). 291. J. Dobrzański, A. Zieliński, Orzeczenie o stanie materiału i okres czasu dopuszczenia do dalszej pracy materiałów wybranych wycinków rur ekranowych, podgrzewacza wody oraz wężownic przegrzewaczy pary I°, II° i III° kotła OOG-260 nr K2 w Kompleksie Energetycznym Anwil S.A. po 117 438 godzinach eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N0-6395 83d, 2005 (maszynopis niepublikowany). 292. J. Dobrzański, A. Zieliński, Orzeczenie o stanie materiału i okres czasu dopuszczenia do dalszej pracy materiałów wybranych wycinków rur ekranowych, podgrzewacza wody, rur wieszakowych oraz wężownic przegrzewaczy pary I°, II° i III° kotła OP-130 nr K1 ZEC Wrocław Kogeneracja S.A. EC Czechnica po 264 788 godz. eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N0-6395 84d, 2005 (maszynopis niepublikowany). 293. J. Dobrzański, A. Zieliński, Orzeczenie o stanie materiału i okres czasu dopuszczenia do dalszej pracy materiałów wybranych wycinków rur ekranowych, podgrzewacza wody oraz wężownic przegrzewaczy pary pierwotnej i wtórnej kotła OP 650 nr 7 Elektrowni Kozienice S.A. po 189 066 h eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N0-6395 88d, 2005 (maszynopis niepublikowany). 294. J. Dobrzański, A. Zieliński, Orzeczenie o stanie materiału i okres czasu dopuszczenia do dalszej pracy materiałów wybranych wycinków rur ekranowych oraz wężownic przegrzewacza pary pierwotnej IIIº (P3) kotła BB 1150 nr 1 BOT Elektrowni Bełchatów po 157 820 h eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N0-6395 89, 2005 (maszynopis niepublikowany).

214

J. Dobrzański

Materiałoznawcza interpretacja trwałości stali dla energetyki 295. J. Dobrzański, A. Zieliński, Określenie przyczyn zbyt szybkiego niszczenia wężownic pęczka konwekcyjnego II-go ciągu kotła rusztowego WR25-014SN nr 3 PEC Gliwice po rocznej eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N0-6395 90, 2005 (maszynopis niepublikowany). 296. J. Dobrzański, A. Zieliński, Wykonanie badań materiałowych wraz z opracowaniem orzeczenia o stanie technicznym rur króćców dolnej komory ekranowej kotła OP-430 K3 nr fabr. 851 oraz rury komunikacyjnej pomiędzy rurami ekranowymi a walczakiem kotła OP-230 K1 nr fabr. 766 EC Wrocław ZEC Wrocław Kogeneracja S.A. po długotrwałej eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N06395 92, 2005 (maszynopis niepublikowany). 297. J. Dobrzański, A. Zieliński, Badania metalograficzne i wytrzymałościowe 5 sztuk próbek wycinków rur z II- stopnia przegrzewacza konwekcyjnego kotła OP-130 K2 EC3 Łódź, w celu określenia degradacji materiału, Sprawozdanie IMŻ nr N0-7142, 2005 (maszynopis niepublikowany). 298. J. Dobrzański, A. Zieliński, Wykonanie ekspertyzy określającej przyczyny awarii przegrzewacza grodziowego kotła K-1 w El. Siersza oraz opracowanie orzeczenia o przydatności materiału do dalszej eksploatacji – skrócone próby pełzania, Sprawozdanie IMŻ nr N0-6395 60 3, 2005 (maszynopis niepublikowany). 299. J. Dobrzański, A. Zieliński, Wykonanie ekspertyzy określającej przyczyny awarii przegrzewacza grodziowego kotła K-1 w El. Siersza oraz opracowanie orzeczenia o przydatności materiału do dalszej eksploatacji – skrócone próby pełzania, Sprawozdanie IMŻ nr NR N0-6395 64 2, 2005 (maszynopis niepublikowany). 300. J. Dobrzański, A. Zieliński, Badania pełzania w próbach skróconych oraz oszacowanie trwałości resztkowej stali 13HMF po długotrwałej eksploatacji w rurociągach pary świeżej, Sprawozdanie IMŻ nr B0-1199, 2006 (maszynopis niepublikowany). 301. J. Dobrzański, A. Zieliński, Wykonanie badań materiałowych oraz ocena stanu technicznego elementów kotła OP-650 (K-4) w Elektrowni Kozienice S.A., Sprawozdanie IMŻ nr B0-1200 01, 2006 (maszynopis niepublikowany). 302. J. Dobrzański, A. Zieliński, Wykonanie badań materiałowych (nieniszczące badania własności mechanicznych, badania strukturalne i badania warstwy tlenków na zgładach metalograficznych) oraz ocena stanu technicznego elementów ciśnieniowych kotła BB-1150 (K-8) w BOT El. Bełchatów S.A., Sprawozdanie IMŻ nr B0-1200 02, 2006 (maszynopis niepublikowany). 303. J. Dobrzański, A. Zieliński, Badania materiałowe oraz ocena stanu technicznego walczaka kotła TE Lubljana (Słowenia) po eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr B0-1200 03, 2006 (maszynopis niepublikowany). 304. J. Dobrzański, A. Zieliński, Badania materiałowe oraz ocena stanu technicznego walczaka kotła K1 EC Wrocław po eksploatacji i naprawie, Sprawozdanie IMŻ nr B0-1200 04, 2006 (maszynopis niepublikowany). 305. J. Dobrzański, A. Zieliński, Badania materiałowe oraz ocena stanu technicznego wybranych elementów części ciśnieniowej kotła OP-650 nr 2 Elektrowni Kozienice po długotrwałej eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr B0-1200 05, 2006 (maszynopis niepublikowany). 306. J. Dobrzański, A. Zieliński, Wykonanie badań materiałowych oraz ocena stanu technicznego elementów ciśnieniowych kotła BB-1150 (K6) w BOT Elektrowni Bełchatów S.A. po długotrwałej eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr B0-1200 06, 2006 (maszynopis niepublikowany). 307. J. Dobrzański, A. Zieliński, Wykonanie badań materiałowych oraz opracowanie orzeczenia o stanie materiału elementów kotła OP-230/K-7 w EC Gdynia, Cz. II, Sprawozdanie IMŻ nr N0-06395 81, 2006 (maszynopis niepublikowany). 308. J. Dobrzański, A. Zieliński, Wykonanie badań metalograficznych metodą replik matrycowych z oceną stanu technicznego elementów ciśnieniowych kotła OP-230 K-2 w Zakładach Chemicznych Police S.A., Sprawozdanie IMŻ nr N0-06395 91, 2006 (maszynopis niepublikowany). 309. J. Dobrzański, A. Zieliński, Wykonanie badań materiałowych rury komunikacyjnej łączącej komorę odpadową z komorą ekranową kotła KW5 w Saturn Świecie, Sprawozdanie IMŻ nr N0-06395 93, 2006 (maszynopis niepublikowany). 310. J. Dobrzański, A. Zieliński, Wykonanie badań materiałowych i orzeczenie o stanie technicznym schładzaczy pary I i II stopnia (lewa strona kotła) dla kotła OP-430 (K-7) w EC 4 Łódź S.A., Sprawozdanie IMŻ nr N0-06395 94, 2006 (maszynopis niepublikowany). Literatura

215

Open Access Library Volume 3 2011 311. J. Dobrzański, A. Zieliński, Wykonanie badań materiałowych wycinków rur ekranowych i pęczka konwekcyjnego w zakresie oceny stanu powierzchni wewnętrznej i zewnętrznej wycinków, badania makro- i mikroskopowe, badania osadów metodami mikroanalizy rentgenowskiej, analiza składu chemicznego, badania własności wytrzymałościowych wraz z oceną stanu technicznego kotła WP-120 nr 5 i 6 w EC Kraków S.A., Sprawozdanie IMŻ nr N0-06395 95, 2006 (maszynopis niepublikowany). 312. J. Dobrzański, A. Zieliński, Wykonanie badań materiałowych wycinków rur w zakresie oceny stanu powierzchni wewnętrznej i zewnętrznej wycinków wężownic przegrzewacza pary, uszkodzonego odcinka komory oraz odcinka rury, badania makro i mikroskopowe, badania osadów metodami mikroanalizy rentgenowskiej, analiza składu chemicznego i ilości osadów, pomiary twardości, badania własności wytrzymałościowych wraz z oceną stanu technicznego kotła OPG-22 nr 7 w Mittal Steel Poland SA w Krakowie, Sprawozdanie IMŻ nr N0-06395 96, 2006 (maszynopis niepublikowany). 313. J. Dobrzański, A. Zieliński, Wykonanie badań metalograficznych metodą replik matrycowych wraz z oceną stanu technicznego elementów ciśnieniowych kotła 00-420 nr 5 w EC PKN Orlen S.A.: a) komory wlotowej przegrzewacza naściennego; b) komory wylotowej przegrzewacza naściennego, Sprawozdanie IMŻ nr N0-06395 97, 2006 (maszynopis niepublikowany). 314. J. Dobrzański, A. Zieliński, Wykonanie badań materiałowych metodą replik wraz z opracowaniem orzeczenia o stanie technicznym elementów ciśnieniowych kotła K3 w EC Czechnica, Sprawozdanie IMŻ nr N0-06395 98, 2006 (maszynopis niepublikowany). 315. J. Dobrzański, A. Zieliński, Wykonanie badań i ocena osadów pobranych z części wodnej walczaków kotła OP-230 (K1, K2, K3) w EC Bydgoszcz oraz badań materiałowych metodą replik matrycowych wraz z pomiarem twardości oraz oceną stanu materiału walczaka kotła OP-230 (K2) w EC Bydgoszcz, Sprawozdanie IMŻ nr N0-06395 99, 2006 (maszynopis niepublikowany). 316. J. Dobrzański, A. Zieliński, Wykonanie badań metalograficznych metodą replik matrycowych wraz z oceną stanu technicznego dwóch walczaków: lewego i prawego kotła OP-650b nr 5 w El. Pątnów, Sprawozdanie IMŻ nr N0-06395 100, 2006 (maszynopis niepublikowany). 317. J. Dobrzański, A. Zieliński, Wykonanie badań struktury metodą replik korpusów zaworów bezpieczeństwa z określeniem stopnia wyeksploatowania i prognozy dalszej ich eksploatacji w El. Kozienice, kocioł nr 4, Sprawozdanie IMŻ nr N0-06751 15, 2006 (maszynopis niepublikowany). 318. J. Dobrzański, A. Zieliński, Wykonanie badań struktury metodą replik korpusów zaworów bezpieczeństwa z określeniem stopnia wyeksploatowania i prognozy dalszej ich eksploatacji w El. Kozienice-kocioł nr 2, Sprawozdanie IMŻ nr N0-06751 16, 2006 (maszynopis niepublikowany). 319. J. Dobrzański, A. Zieliński, Wykonanie badań struktury metodą replik, korpusów zaworów bezpieczeństwa, z określeniem stopnia wyeksploatowania i prognozy dalszej ich eksploatacji w El. Rybnik – kocioł nr 1, Sprawozdanie IMŻ nr N0-06751 17, 2006 (maszynopis niepublikowany). 320. J. Dobrzański, A. Zieliński, Wykonanie skróconych prób pełzania staliwa 21HMF, Sprawozdanie IMŻ nr N0-7240, 2006 (maszynopis niepublikowany). 321. J. Dobrzański, A. Zieliński, Diagnostyczne badania materiałowe metodą replik matrycowych z określeniem przydatności do dalszej pracy, na terenie Elektrowni Połaniec S.A. – Grupa Electrabel, Cz. I, Sprawozdanie IMŻ nr N0-7266 01, 2006 (maszynopis niepublikowany). 322. J. Dobrzański, A. Zieliński, Diagnostyczne badania materiałowe metodą replik matrycowych z określeniem przydatności do dalszej pracy, na terenie Elektrowni Połaniec S.A. – Grupa Electrabel, Cz. II, Badanie kotłów na bloku 3, Sprawozdanie IMŻ nr N0-7266 02, 2006 (maszynopis niepublikowany). 323. J. Dobrzański, A. Zieliński, Diagnostyczne badania materiałowe metodą replik matrycowych z określeniem przydatności do dalszej pracy, na terenie Elektrowni Połaniec S.A. – Grupa Electrabel, Cz. III, Sprawozdanie IMŻ nr N0-7266 03, 2006 (maszynopis niepublikowany). 324. J. Dobrzański, A. Zieliński, Wykonanie badań strukturalnych i analizy składu fazowego osadów U-rurek wymienników wysokoprężnych wraz z opracowaniem orzeczenia o przydatności badanych materiałów do eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr N0-7269, 2006 (maszynopis niepublikowany). 325. J. Dobrzański, A. Zieliński, Badania materiałowe oraz ocena stanu technicznego walczaka kotła TE Trbovlje (Słowenia) po eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr B0-1200 07, 2007 (maszynopis niepublikowany).

216

J. Dobrzański

Materiałoznawcza interpretacja trwałości stali dla energetyki 326. J. Dobrzański, A. Zieliński, Wykonanie badań materiałowych wraz z oceną przydatności do dalszej pracy wybranych elementów części ciśnieniowej kotła OB-660 Elektrowni Yenikoy – Turcja, Sprawozdanie IMŻ nr B0-1200 08, 2007 (maszynopis niepublikowany). 327. J. Dobrzański, A. Zieliński, Wykonanie badań materiałowych oraz ocena stany technicznego elementów ciśnieniowych kotła OP-650 (K3) w El. Kozienice S.A., Sprawozdanie IMŻ nr B0-1200 09, 2007 (maszynopis niepublikowany). 328. J. Dobrzański, A. Zieliński, Wykonanie badań materiałowych metodą replik matrycowych walczaków małych K5 w Dalkia Łódź S.A. EC2 wraz z opracowaniem sprawozdań, Sprawozdanie IMŻ nr B0-1200 10 1, 2007 (maszynopis niepublikowany). 329. J. Dobrzański, A. Zieliński, Wykonanie badań materiałowych metodą replik matrycowych walczaków małych K7 w Dalkia Łódź S.A. EC2 wraz z opracowaniem sprawozdań, Sprawozdanie IMŻ nr B0-1200 10 2, 2007 (maszynopis niepublikowany). 330. J. Dobrzański, A. Zieliński, Badania rur Ø 60,3x3,2 m schładzacza pary kotła TU-2500-VER-T na biomasę po okresie 16 000 godzin eksploatacji i awarii w Pomorskiej Fabryce Mebli Klose Sp. z o.o. Sprawozdanie IMŻ nr B0-1200 11, 2007 (maszynopis niepublikowany). 331. J. Dobrzański, A. Zieliński, Badania materiałowe i ocena stanu technicznego z prognozą dalszej bezpiecznej eksploatacji wybranych elementów części ciśnieniowej kotła nr 9 typ BB-1150 BOT Elektrownia Bełchatów S.A. po długotrwałej eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr B0-1200 12, 2007 (maszynopis niepublikowany). 332. J. Dobrzański, A. Zieliński, Badania materiałowe i ocena stanu technicznego walczaków kotła OP130 K1 EC Czechnica, Sprawozdanie IMŻ nr B0-1200 13, 2007 (maszynopis niepublikowany). 333. J. Dobrzański, A. Zieliński, Badania metalograficzne metodą replik matrycowych walczaka kotła OOG-260 K1 w Anwil Włocławek wraz z opracowaniem orzeczenia o stanie materiału, Sprawozdanie IMŻ nr B0-1200 14, 2007 (maszynopis niepublikowany). 334. J. Dobrzański, A. Zieliński, Badania metalograficzne metodą replik matrycowych wraz z wykonaniem orzeczenia o stanie materiału walczaka w TE Ljubljana w Słowenii, Sprawozdanie IMŻ nr B0-1200 15, 2007 (maszynopis niepublikowany). 335. J. Dobrzański, A. Zieliński, Badania materiałowe i ocena stanu technicznego z prognozą dalszej bezpiecznej eksploatacji wybranych elementów części ciśnieniowej kotła nr 11 typ BB-1150 BOT Elektrownia Bełchatów S.A. po długotrwałej eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr B0-1200 16, 2007 (maszynopis niepublikowany). 336. J. Dobrzański, A. Zieliński, Wykonanie badań struktury metodą replik korpusów zaworów bezpieczeństwa, z określeniem stopnia wyeksploatowania i prognozy dalszej ich eksploatacji w El. Kozienice, Kocioł nr 3, Sprawozdanie IMŻ nr B0-1220 01, 2007 (maszynopis niepublikowany). 337. J. Dobrzański, A. Zieliński, Wykonanie badań struktury metodą replik korpusów zaworów bezpieczeństwa, z określeniem stopnia wyeksploatowania i prognozy dalszej ich eksploatacji w El. "Rybnik", Kocioł nr 8, Sprawozdanie IMŻ nr B0-1220 02, 2007 (maszynopis niepublikowany). 338. J. Dobrzański, A. Zieliński, Wykonanie badań struktury metodą replik korpusów zaworów bezpieczeństwa z określeniem stopnia wyeksploatowania i prognozy dalszej ich eksploatacji w El. Kozienice, kocioł nr 1, Sprawozdanie IMŻ nr B0-1220 03, 2007 (maszynopis niepublikowany). 339. J. Dobrzański, A. Zieliński, Badania materiałowe metodą replik matrycowych i ocena żywotności wybranych elementów kotła K7 Elektrowni Połaniec, Sprawozdanie IMŻ nr B0-1227, 2007 (maszynopis niepublikowany). 340. J. Dobrzański, A. Zieliński, Ocena żywotności elementów grubościennych turbiny 13K215 (korpusy WP i SP zewnętrzne i wewnętrzne, korpusy zaworów regulacyjnych WP korpusy zaworów odcinających WP i SP) oraz wykonanie badań metalograficznych metodą replik z oceną żywotności, w ilości 30 pkt. układu ciśnieniowego kotła nr 5 w El. Połaniec S.A., Sprawozdanie IMŻ nr B0-1228, 2007 (maszynopis niepublikowany). 341. J. Dobrzański, A. Zieliński, Wykonanie badań struktury materiału (repliki) walczaków dużego i małego kotła OP 150 w Elektrowni Stalowa Wola S.A., Sprawozdanie IMŻ nr B0-1237, 2007 (maszynopis niepublikowany). 342. J. Dobrzański, A. Zieliński, Wykonanie pomiaru twardości oraz wykonanie dwóch replik na komorach, Sprawozdanie IMŻ nr B0-7524, 2007 (maszynopis niepublikowany). Literatura

217

Open Access Library Volume 3 2011 343. J. Dobrzański, A. Zieliński, Badania mikrostruktury nieniszczącą metodą replik matrycowych i ocena przydatności do dalszej eksploatacji w warunkach pełzania wybranych dwóch kolan rurociągu turbiny TG2 w EC Czechnica, Sprawozdanie IMŻ nr B0-7563, 2007 (maszynopis niepublikowany). 344. J. Dobrzański, A. Zieliński, Badania materiałowe metodą replik matrycowych walczaka kotła OP140 nr 9 w Energetyka Dwory Sp.z o.o., Sprawozdanie IMŻ nr B0-1200 19, 2008 (maszynopis niepublikowany). 345. J. Dobrzański, A. Zieliński, Badania materiałowe metodą replik matrycowych walczaka kotła OP140 K-1 w Zakładach Koksowniczych Sp. z o.o. w Zdzieszowicach, Sprawozdanie IMŻ nr B0-1200 20, 2008 (maszynopis niepublikowany). 346. J. Dobrzański, A. Zieliński, Badania materiałowe metodą replik matrycowych oraz opracowanie prognozy dalszej bezpiecznej pracy elementów ciśnieniowych kotła K 10 w Elektrowni Bełchatów, Sprawozdanie IMŻ nr B0-1200 21, 2008 (maszynopis niepublikowany). 347. J. Dobrzański, A. Zieliński, Badania materiałowe metodą replik matrycowych walczaków kotłów typu OR 10-021 KP1, KP2, KP3 w Toruńskiej Energetyce Cergia S.A., Sprawozdanie IMŻ nr B01200 22, 2008 (maszynopis niepublikowany). 348. J. Dobrzański, A. Zieliński, Wykonanie badań materiałowych wraz z opracowaniem orzeczenia o stanie technicznym walczaka małego kotła K2 w EC Czechnica, Sprawozdanie IMŻ nr B0-1200 24, 2008 (maszynopis niepublikowany). 349. J. Dobrzański, A. Zieliński, Wykonanie badań materiałowych i oceny stanu technicznego czwórnika rurociągu kotła nr 4 w ZEC Bydgoszcz, Sprawozdanie IMŻ nr B0-1200 25, 2008 (maszynopis niepublikowany). 350. J. Dobrzański, A. Zieliński, Badania materiałowe wraz z opracowaniem orzeczenia o stanie technicznym walczaków kotła K1 w Mittal Poland Oddział Kraków, Sprawozdanie IMŻ nr B0-1200 26, 2008 (maszynopis niepublikowany). 351. J. Dobrzański, A. Zieliński, Badania materiałowe metodą replik matrycowych elementów ciśnieniowych przegrzewacza pary E-BA-113 na instalacji Olefin II w PKN Orlen S.A. w Płocku wraz z opracowaniem orzeczenia końcowego, Sprawozdanie IMŻ nr B0-1200 27, 2008 (maszynopis niepublikowany). 352. J. Dobrzański, A. Zieliński, Badania materiałowe metodą replik matrycowych walczaka kotła OO420 K-4 w EC Orlen S.A. w Płocku wraz z opracowaniem sprawozdania z badań, Sprawozdanie IMŻ nr B0-1200 28, 2008 (maszynopis niepublikowany). 353. J. Dobrzański, A. Zieliński, Badania materiałowe metodą replik matrycowych oraz opracowanie oceny stanu technicznego materiału walczaków (lewego i prawego) kotła nr 4 OP-650b w Elektrowni Pątnów, Sprawozdanie IMŻ nr B0-1200 29, 2008 (maszynopis niepublikowany). 354. J. Dobrzański, A. Zieliński, Badania materiałowe oraz opracowanie prognozy dalszej bezpiecznej pracy elementów ciśnieniowych kotła OP-650 nr 6 w Elektrowni Kozienice, Sprawozdanie IMŻ nr B0-1200 30, 2008 (maszynopis niepublikowany). 355. J. Dobrzański, A. Zieliński, Badania materiałowe walczaka kotła OB-660 K-2 w El. Yenikoy – Turcja, Sprawozdanie IMŻ nr B0-1200 31, 2008 (maszynopis niepublikowany). 356. J. Dobrzański, A. Zieliński, Badania materiałowe metodą replik matrycowych oraz opracowanie prognozy dalszej bezpiecznej pracy elementów ciśnieniowych kotła K-12 w El. Bełchatów, Sprawozdanie IMŻ nr B0-1200 32, 2008 (maszynopis niepublikowany). 357. J. Dobrzański, A. Zieliński, Wykonanie badań i opracowanie prognozy bezpiecznej pracy elementów części ciśnieniowej kotła K-5 w El. Kozienice, Sprawozdanie IMŻ nr B0-1200 33, 2008 (maszynopis niepublikowany). 358. J. Dobrzański, A. Zieliński, Wykonanie badań struktury metodą replik korpusów zaworów bezpieczeństwa, z określeniem stopnia wyeksploatowania i prognozy dalszej ich eksploatacji w El. „Rybnik”, Kocioł nr 2 i 4, Sprawozdanie IMŻ nr B0-1220 04, 2008 (maszynopis niepublikowany). 359. J. Dobrzański, A. Zieliński, Wykonanie badań struktury metodą replik korpusów zaworów bezpieczeństwa, z określeniem stopnia wyeksploatowania i prognozy dalszej ich eksploatacji, w El. „Kozienice”, Kocioł nr 6, Sprawozdanie IMŻ nr B0-1220 05, 2008 (maszynopis niepublikowany). 360. J. Dobrzański, A. Zieliński, Wykonanie badań struktury metodą replik korpusów zaworów bezpieczeństwa, z określeniem stopnia wyeksploatowania i prognozy dalszej ich eksploatacji w El. "Rybnik", kocioł K-3, Sprawozdanie IMŻ nr B0-1220 06, 2008 (maszynopis niepublikowany).

218

J. Dobrzański

Materiałoznawcza interpretacja trwałości stali dla energetyki 361. J. Dobrzański, A. Zieliński, Wykonanie badań struktury metodą replik korpusu zaworu bezpieczeństwa, z określeniem stopnia wyeksploatowania i prognozy dalszej eksploatacji, w EC Wrocław, Sprawozdanie IMŻ nr B0-1220 07, 2008 (maszynopis niepublikowany). 362. J. Dobrzański, A. Zieliński, Wykonanie badań struktury metodą replik korpusów armatury zainstalowanej na stacji 6RS1 w El. Kozienice, z określeniem stopnia wyeksploatowania i prognozy dalszej ich eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr B0-1220 08, 2008 (maszynopis niepublikowany). 363. J. Dobrzański, A. Zieliński, Wykonanie badań struktury metodą replik korpusów zaworów bezpieczeństwa z określeniem stopnia wyeksploatowania i prognozy dalszej ich eksploatacji w El. Kozienice, kocioł nr 5, Sprawozdanie IMŻ nr B0-1220 09, 2008 (maszynopis niepublikowany). 364. J. Dobrzański, A. Zieliński, Wykonanie badań pełzania ze stali X10CrMoVNb9-1 na określenie zgodności z wymaganiami VdTUV 511/2, Sprawozdanie IMŻ nr B0-1242, 2008 (maszynopis niepublikowany). 365. J. Dobrzański, A. Zieliński, Badania materiałowe z oceną przydatności do dalszej pracy materiału wycinków rur kotłowych po długotrwałej eksploatacji w wybranych kotłach EC4 Dalkia Łódź S.A., Sprawozdanie IMŻ nr B0-1250, 2008 (maszynopis niepublikowany). 366. J. Dobrzański, A. Zieliński, Nieniszczące badania materiałowe metodą replik matrycowych z oceną żywotności materiału wybranych elementów rurociągów pary świeżej kotłów parowych K2, K3 i K7 EC4 Dalkia Łódź S.A. po długotrwałej eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr B0-1251, 2008 (maszynopis niepublikowany). 367. J. Dobrzański, A. Zieliński, Badania pełzania w próbach skróconych oraz oszacowanie trwałości resztkowej i resztkowej trwałości rozporządzalnej stali 13HMF po długotrwałej eksploatacji przez 185 600 godzin w rurociągu pary świeżej, Sprawozdanie IMŻ nr B0-1252, 2008 (maszynopis niepublikowany). 368. J. Dobrzański, A. Zieliński, Badania materiałowe metodą replik matrycowych oraz ocena żywotności wybranych elementów głównych rurociągów parowych kotła nr 2 Elektrowni Połaniec po długotrwałej pracy w warunkach pełzania, Sprawozdanie IMŻ nr B0-1253, 2008 (maszynopis niepublikowany). 369. J. Dobrzański, A. Zieliński, Badania osadów wybranych rur ekranowych kotłów nr 5 i 6 typ OP-650 Elektrowni Kozienice po długotrwałej eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr B0-1258, 2008 (maszynopis niepublikowany). 370. J. Dobrzański, A. Zieliński, Wykonanie prób pełzania dostarczonych próbek, Sprawozdanie IMŻ nr N0-7799, 2008 (maszynopis niepublikowany). 371. J. Dobrzański, A. Zieliński, H. Paszkowska, Badania diagnostyczne walczaka i komór kotła K4 w PGE ZE Bydgoszcz S.A., Sprawozdanie IMŻ nr B0-1200 32, 2009 (maszynopis niepublikowany). 372. J. Dobrzański, A. Zieliński, H. Paszkowska, Badania diagnostyczne i ocena stanu technicznego wybranych elementów ciśnieniowych kotła K1 w PGE ZE Bydgoszcz S.A, Sprawozdanie IMŻ nr B0-1200 33, 2009 (maszynopis niepublikowany). 373. J. Dobrzański, A. Zieliński, H. Paszkowska, Wykonanie badań materiałowych i ocena stanu technicznego elementów ciśnieniowych kotła OP-650 (K8) w Elektrowni Kozienice S.A., Sprawozdanie IMŻ nr B0-1200 34, 2009 (maszynopis niepublikowany). 374. J. Dobrzański, A. Zieliński, H. Paszkowska, Wykonanie badań materiałowych wycinków rur wężownic kotłów K2, K3, K7 w Dalkia Łódź S.A. – EC4, Sprawozdanie IMŻ nr B0-1200 35, 2009 (maszynopis niepublikowany). 375. J. Dobrzański, A. Zieliński, H. Paszkowska, Orzeczenie o stanie materiału walczaków kotła OP650b K-5 Elektrowni Pątnów po 225 373 h eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr B0-1200 36, 2009 (maszynopis niepublikowany). 376. J. Dobrzański, A. Zieliński, H. Paszkowska, Wykonanie badań materiałowych metodą replik matrycowych na walczaku kotła OOG-260 nr 2 w Zakładzie Gospodarki Energetycznej ANWIL S.A, we Włocławku, Sprawozdanie IMŻ nr B0-1200 37, 2009 (maszynopis niepublikowany). 377. J. Dobrzański, A. Zieliński, H. Paszkowska, Wykonanie badań materiałowych walczaka kotła nr 2K w Dalkia Poznań – EC Karolin, Sprawozdanie IMŻ nr B0-1200 38, 2009 (maszynopis niepublikowany). Literatura

219

Open Access Library Volume 3 2011 378. J. Dobrzański, A. Zieliński, H. Paszkowska, Wykonanie badań materiałowych wybranych elementów ciśnieniowych kotła K-2 w EC Czechnica, Sprawozdanie IMŻ nr B0-1200 39, 2009 (maszynopis niepublikowany). 379. J. Dobrzański, A. Zieliński, H. Paszkowska, Wykonanie badań materiałowych metodą replik matrycowych walczaka kotła OB. 660 K-1 w El. Yenikoy – Turcja, Sprawozdanie IMŻ nr B0-1200 40, 2009 (maszynopis niepublikowany). 380. J. Dobrzański, A. Zieliński, H. Paszkowska, Wykonanie badań materiałowych i oceny stanu technicznego wycinków wężownic kotła K-9 w El. Kozienice, Sprawozdanie IMŻ nr B0-1200 41, 2009 (maszynopis niepublikowany). 381. J. Dobrzański, A. Zieliński, H. Paszkowska, Wykonanie badań materiałowych metodą replik matrycowych i opracowanie oceny stanu technicznego wraz z prognozą bezpiecznej pracy elementów części ciśnieniowej kotła K-9 w El. Kozienice, Sprawozdanie IMŻ nr B0-1200 42, 2009 (maszynopis niepublikowany). 382. J. Dobrzański, A. Zieliński, H. Paszkowska, Wykonanie badań wycinka rury ekranowej kotła 00G50 w Rafinerii INA Sisak w Chorwacji, Sprawozdanie IMŻ nr B0-1200 43, 2009 (maszynopis niepublikowany). 383. J. Dobrzański, A. Zieliński, H. Paszkowska, Wykonanie badań wycinka wężownicy przegrzewacza pary kotła rusztowego w EC Kielce po ok. 3000 godzin pracy i awarii, Sprawozdanie IMŻ nr B01200 44, 2009 (maszynopis niepublikowany). 384. J. Dobrzański, A. Zieliński, H. Paszkowska, Wykonanie badań struktury metodą replik korpusów zaworów bezpieczeństwa, z określeniem stopnia wyeksploatowania i prognozy dalszej ich eksploatacji w El. Kozienice, Sprawozdanie IMŻ nr B0-1220 10, 2009 (maszynopis niepublikowany). 385. J. Dobrzański, A. Zieliński, H. Paszkowska, Badania materiałowe metodą replik matrycowych – blok 6 Elektrowni Połaniec, Sprawozdanie IMŻ nr B0-1260 01, 2009 (maszynopis niepublikowany). 386. J. Dobrzański, A. Zieliński, H. Paszkowska, Badania materiałowe metodą replik matrycowych – blok 8 Elektrowni Połaniec, Sprawozdanie IMŻ nr B0-1260 02, 2009 (maszynopis niepublikowany). 387. J J. Dobrzański, A. Zieliński, H. Paszkowska, Nieniszczące badania materiałowe metodą replik matrycowych i ocena trwałości materiałów korpusów zaworów bezpieczeństwa po długotrwałej eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr B0-1264, 2009 (maszynopis niepublikowany). 388. J. Dobrzański, A. Zieliński, H. Paszkowska, Wykonanie skróconych prób pełzania złączy spawanych ze stali VM12, Sprawozdanie IMŻ nr B0-1265, 2009 (maszynopis niepublikowany). 389. J. Dobrzański, A. Zieliński, H. Paszkowska, Badania pełzania w próbach skróconych oraz szacowanie twardości resztkowej i resztkowej twardości rozporządzalnej stali 15HMF po długotrwałej eksploatacji przez 185 600 godzin w rurociągu przelotowym WP, Sprawozdanie IMŻ nr B0-1268, 2009 (maszynopis niepublikowany). 390. J. Dobrzański, A. Zieliński, H. Paszkowska, Badania materiałowe nieniszczącą metodą replik Matrycowych górnej i dolnej połówki kadłuba zewnętrznego części wysokoprężnej turbiny bloku 460 MW w PKE S.A. Elektrownia Łagisza, Sprawozdanie IMŻ nr B0-1269, 2009 (maszynopis niepublikowany). 391. J. Dobrzański, A. Zieliński, H. Paszkowska, Wykonanie badań materiałowych i ocena stanu technicznego wybranych elementów ciśnieniowych kotła OP-650 (K7) w El. Kozienice, Sprawozdanie IMŻ nr B0 1200 45, 2010 (maszynopis niepublikowany). 392. J. Dobrzański, A. Zieliński, H. Paszkowska, Ocena stanu i prognoza dalszej bezpiecznej pracy wybranych elementów części ciśnieniowej kotła OPG-140 nr 3 Zakładów Koksowniczych "Zdzieszowice" po długotrwałej eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr B0 1200 46, 2010 (maszynopis niepublikowany). 393. J. Dobrzański, A. Zieliński, H. Paszkowska, Wykonanie badań metalograficznych metodą replik matrycowych oraz badań niszczących wycinków rur ekranowych wraz z oceną stanu technicznego elementów ciśnieniowych kotła BP-1150 K1 w PGE Elektrownia Opole, Sprawozdanie IMŻ nr B0 1200 47, 2010 (maszynopis niepublikowany). 394. J. Dobrzański, A. Zieliński, H. Paszkowska, Wykonanie badań materiałowych metodą replik matrycowych walczaków 3 sztuk kotłów OR 64 w EC Mielec wraz z opracowaniem sprawozdania z badań, Sprawozdanie IMŻ nr B0 1200 48, 2010 (maszynopis niepublikowany).

220

J. Dobrzański

Materiałoznawcza interpretacja trwałości stali dla energetyki 395. J. Dobrzański, A. Zieliński, H. Paszkowska, Wykonanie badań metalograficznych metodą replik matrycowych oraz badań niszczących wycinków rur wraz z oceną stanu technicznego elementów ciśnieniowych kotła BP-1150 K1 w PGE Elektrownia Opole S.A., Sprawozdanie IMŻ nr B0 1200 49, 2010 (maszynopis niepublikowany). 396. J. Dobrzański, A. Zieliński, H. Paszkowska, Badanie osadów walczaka K2 w EC 2 Bydgoszcz, Sprawozdanie IMŻ nr B0 1200 50, 2010 (maszynopis niepublikowany). 397. J. Dobrzański, A. Zieliński, H. Paszkowska, Badania materiałowe i ocena stanu technicznego po długotrwałej eksploatacji wybranych elementów kotła AP-1650 blok nr 10 w El. Kozienice, Sprawozdanie IMŻ nr B0 1200 51, 2010 (maszynopis niepublikowany). 398. J. Dobrzański, A. Zieliński, H. Paszkowska, Badania materiałowe wybranych wycinków wężownic przegrzewaczy pary II stopnia 3 kotłów OR 64 po długotrwałej eksploatacji w Elektrociepłowni Mielec, Sprawozdanie IMŻ nr B0 1200 52, 2010 (maszynopis niepublikowany). 399. J. Dobrzański, A. Zieliński, H. Paszkowska, Wykonanie badań materiałowych metodą replik matrycowych wraz z oceną stanu technicznego i prognozą dalszej bezpiecznej pracy elementów ciśnieniowych kotła BB-1150 K2 w PGE Elektrownia Bełchatów S.A., Sprawozdanie IMŻ nr B0 1200 53, 2010 (maszynopis niepublikowany). 400. J. Dobrzański, A. Zieliński, H. Paszkowska, Wykonanie badań metalograficznych metodą replik matrycowych z oceną stanu materiału i prognozą dalszej eksploatacji walczaka kotła OP-650b nr 2 w Elektrowni Pątnów, Sprawozdanie IMŻ nr B0 1200 54, 2010 (maszynopis niepublikowany). 401. J. Dobrzański, A. Zieliński, H. Paszkowska, Ocena stanu i okresu dopuszczenia do dalszej pracy materiału wycinków rur wybranych elementów części ciśnieniowych kotła OP-230 K2 w EC 4 Dalkia Łódź, Sprawozdanie IMŻ nr B0 1200 55, 2010 (maszynopis niepublikowany). 402. J. Dobrzański, A. Zieliński, H. Paszkowska, Badanie i podanie prawdopodobnych przyczyn powstania nieszczelności na wycinku opłetwionej rury tylnego ekranu II ciągu po eksploatacji i awarii w kotle OP 230 EC Wrocław, Sprawozdanie IMŻ nr B0 1200 56, 2010 (maszynopis niepublikowany). 403. J. Dobrzański, A. Zieliński, H. Paszkowska, Badania i ocena mikrostruktury nieniszczącą metodą replik matrycowych materiału wybranych elementów kotła 08-B1 PKN Orlen w Płocku, Sprawozdanie IMŻ nr B0 1200 57, 2010 (maszynopis niepublikowany). 404. J. Dobrzański, A. Zieliński, H. Paszkowska, Wykonanie badań struktury metodą replik, korpusów zaworów bezpieczeństwa, z określeniem stopnia wyeksploatowania i prognozy dalszej ich eksploatacji w El. Rybnik, Kocioł K-6, Sprawozdanie IMŻ nr B0 1220 11, 2010 (maszynopis niepublikowany). 405. J. Dobrzański, A. Zieliński, H. Paszkowska, Wykonanie badań struktury metodą replik, korpusów zaworów bezpieczeństwa, z określeniem stopnia wyeksploatowania i prognozy dalszej ich eksploatacji w El. Kozienice, Kocioł nr 7, Sprawozdanie IMŻ nr B0 1220 12, 2010 (maszynopis niepublikowany). 406. J. Dobrzański, A. Zieliński, H. Paszkowska, Wykonanie badań struktury metodą replik korpusów zaworów bezpieczeństwa, z określeniem stopnia wyeksploatowania i prognozy dalszej eksploatacji w El. Kozienice kocioł AP-1650, Sprawozdanie IMŻ nr B0 1220 13, 2010 (maszynopis niepublikowany). 407. J. Dobrzański, A. Zieliński, H. Paszkowska, Wykonanie badań struktury metodą replik korpusów zaworów rozruchowych Dn 100, z określeniem stopnia wyeksploatowania i prognozy dalszej ich eksploatacji w PKN Orlen, Płock, Sprawozdanie IMŻ nr B0 1220 14, 2010 (maszynopis niepublikowany). 408. J. Dobrzański, A. Zieliński, H. Paszkowska, Wykonanie badań struktury metodą replik korpusów zaworów bezpieczeństwa z określeniem stopnia wyeksploatowania i prognozy dalszej eksploatacji w El. Rybnik K-7, Sprawozdanie IMŻ nr B0 1220 15, 2010 (maszynopis niepublikowany). 409. J. Dobrzański, A. Zieliński, H. Paszkowska, Badania pełzania w próbach skróconych oraz szacowanie trwałości resztkowej i resztkowej trwałości rozporządzalnej stali 15HMF po długotrwałej eksploatacji przez 185 600 godzin w rurociągu przelotowym WP, Sprawozdanie IMŻ nr B0 1268, 2010 (maszynopis niepublikowany). 410. J. Dobrzański, A. Zieliński, H. Paszkowska, Ocena stanu i przyczyny awarii elementu parownika kotła OP230 nr 7 EC Białystok po długotrwałej eksploatacji i awarii, Sprawozdanie IMŻ nr B0 1274, 2010 (maszynopis niepublikowany). Literatura

221

Open Access Library Volume 3 2011 411. J. Dobrzański, A. Zieliński, H. Paszkowska, Nieniszczące badania materiałowe metodą replik matrycowych i ocena trwałości materiałów korpusów zaworów bezpieczeństwa po długotrwałej eksploatacji w Elektrowni Jaworzno III, Sprawozdanie IMŻ nr B0 1278, 2010 (maszynopis niepublikowany). 412. J. Dobrzański, A. Zieliński, H. Paszkowska, Optymalizacja doboru materiałów, technologii wytwarzania i napraw gazoszczelnych ścian rurowych występujących w kotłach na parametry nadkrytyczne ze szczególnym uwzględnieniem badań na gatunku stali 7CrMoVTiB10-10 (T24), Sprawozdanie IMŻ nr B0 1281, 2010 (maszynopis niepublikowany). 413. J. Dobrzański, A. Zieliński, H. Paszkowska, Ocena przydatności do eksploatacji elementów turbin Elektrowni Blachownia na podstawie nieniszczących badań materiałowych metodą replik matrycowych, Sprawozdanie IMŻ nr B0 1282, 2010 (maszynopis niepublikowany). 414. J. Dobrzański, A. Zieliński, H. Paszkowska, Ocena stanu i przyczyny pęknięcia wężownic P4 kotła K-2 Elektrowni Bełchatów S.A., Sprawozdanie IMŻ nr B0 1283, 2010 (maszynopis niepublikowany). 415. J. Dobrzański, A. Zieliński, H. Paszkowska, Ocena stanu elementu rur parownika kotła OP230 nr 7 EC Białystok po długotrwałej eksploatacji, Sprawozdanie IMŻ nr B0 1284, 2010 (maszynopis niepublikowany). 416. J. Dobrzański, A. Zieliński, H. Paszkowska, Badania materiałowe metodą replik matrycowych wraz z oceną żywotności wybranych elementów rurociągów parowych kotła nr 3 Elektrowni Połaniec, Sprawozdanie IMŻ nr B0 1285, 2010 (maszynopis niepublikowany). 417. J. Dobrzański, A. Zieliński, H. Paszkowska, Badania pełzania w próbach skróconych oraz oszacowanie trwałości resztkowej i resztkowej trwałości rozporządzalnej stali 15H1M1F po długotrwałej eksploatacji na rurociągu przelotowym WP, Sprawozdanie IMŻ nr B0 1286, 2010 (maszynopis niepublikowany). 418. J. Dobrzański, A. Zieliński, H. Paszkowska, Analiza zgodności składu chemicznego z wymaganiami materiałów elementów ram koszy grzewczych obrotowego podgrzewacza spalin Elektrowni Kozienice S.A., Sprawozdanie IMŻ nr B0 1288, 2010 (maszynopis niepublikowany). 419. J. Dobrzański, A. Zieliński, H. Paszkowska, Własności, struktura rur i płaskownika oraz pęknięcia w ścianach szczelnych ze stali 7CrMoVTiB10-10 (T24) – studium przypadków i wyniki badań, Sprawozdanie IMŻ nr B0 1290, 2010 (maszynopis niepublikowany). 420. J. Dobrzański, A. Zieliński, H. Paszkowska, Badania żeliwnych pachołków cumowniczych na nabrzeżach Portu Wojennego w Gdyni, Sprawozdanie IMŻ nr B0 1292, 2010 (maszynopis niepublikowany). 421. J. Dobrzański, A. Zieliński, H. Paszkowska, Badania struktury oraz pełzania w próbach skróconych z oszacowaniem trwałości resztkowej i resztkowej trwałości rozporządzalnej stali 13HMF po długotrwałej eksploatacji w rurociągu pary świeżej bloku nr 4 Elektrowni Kozienice, Sprawozdanie IMŻ nr B0 1293, 2010 (maszynopis niepublikowany). 422. J. Dobrzański, A. Zieliński, H. Paszkowska, Badania materiałowe nieniszczącą metodą replik matrycowych wirnika turbiny TG-2 Elektrowni Siersza, Sprawozdanie IMŻ nr B0 1296, 2010 (maszynopis niepublikowany). 423. J. Dobrzański, A. Zieliński, H. Paszkowska, Badania żeliwnych pachołów cumowniczych na nabrzeżu Punktu Bazowania Hel, Sprawozdanie IMŻ nr B0 1305, 2010 (maszynopis niepublikowany). 424. J. Dobrzański, A. Zieliński, H. Paszkowska, Dobór parametrów oraz opracowanie warunków prowadzenia prób pełzania stali austenitycznych i nadstopów niklu, Sprawozdanie IMŻ nr B0 1312, 2010 (maszynopis niepublikowany). 425. J. Dobrzański, A. Zieliński, H. Paszkowska, Wykonywanie badań kontrolnych próbek dla WSK-PZL Rzeszów S.A., Sprawozdanie IMŻ nr N0 7288 2, 2010 (maszynopis niepublikowany). 426. J. Dobrzański, A. Zieliński, H. Paszkowska, Wykonanie prób pełzania stali 1.493511 według normy ASTM E139, Sprawozdanie IMŻ nr N0 8063, 2010 (maszynopis niepublikowany). 427. J. Dobrzański, A. Zieliński, H. Paszkowska, Wykonanie prób pełzania stali 1.493511 według normy ASTM E139, Sprawozdanie IMŻ nr N0 8284, 2010 (maszynopis niepublikowany). 428. J. Dobrzański, A. Zieliński, H. Paszkowska, H. Krztoń, Badania uszkodzeń rur ekranowych stropu 2 ciągu po ok. 2 latach eksploatacji w kotle Rafinerii Sisak (Chorwacja), Sprawozdanie IMŻ nr B0 1200 58, 2011 (maszynopis niepublikowany).

222

J. Dobrzański

Materiałoznawcza interpretacja trwałości stali dla energetyki 429. J. Dobrzański, A. Zieliński, H. Paszkowska, H. Krztoń, K. Czuba, Wykonanie badań materiałowych i ocena stanu technicznego wybranych elementów ciśnieniowych kotła OP-650 blok 2 w El. Kozienice S.A., Sprawozdanie IMŻ nr B0 1200 59, 2011 (maszynopis niepublikowany). 430. J. Dobrzański, A. Zieliński, H. Paszkowska, K. Czuba, Wykonanie badań materiałowych metodą replik matrycowych oraz opracowanie prognozy dalszej bezpiecznej pracy wybranych elementów ciśnieniowych kotła BB-1150 (K-6) w PGE Górnictwo i Energetyka Konwencjonalna S.A. Oddział Elektrownia Bełchatów, Sprawozdanie IMŻ nr B0 1200 60, 2011 (maszynopis niepublikowany). 431. J. Dobrzański, A. Zieliński, H. Paszkowska, K. Czuba, Wykonanie badań struktury metodą replik korpusów bezpieczeństwa z określeniem stopnia wyeksploatowania i prognozy dalszej ich eksploatacji w elektrowni Kozienice kocioł K-2, Sprawozdanie IMŻ nr B0 1220 16, 2011 (maszynopis niepublikowany). 432. J. Dobrzański, A. Zieliński, H. Paszkowska, K. Czuba, Wykonanie badań struktury metodą replik korpusów zaworów bezpieczeństwa z określeniem stopnia wyeksploatowania i prognozy dalszej ich eksploatacji w Elektrowni Kozienice Kocioł K-1, Sprawozdanie IMŻ nr B0 1220 17, 2011 (maszynopis niepublikowany). 433. J. Dobrzański, A. Zieliński, H. Paszkowska, Wykonanie diagnostycznych badań materiałowych wraz z oceną wybranych elementów części ciśnieniowej kotłów nr 2 i 5 po długotrwałej eksploatacji w Elektrowni Jaworzno III Sprawozdanie IMŻ nr B0 1321, 2011 (maszynopis niepublikowany). 434. J. Dobrzański, A. Zieliński, H. Paszkowska, Badania struktury wraz z oceną trwałości wybranych elementów kotła nr 2 Elektrowni Jaworzno III, Sprawozdanie IMŻ nr B0 1326, 2011 (maszynopis niepublikowany). 435. J. Dobrzański, A. Zieliński, H. Paszkowska, Wykonanie diagnostycznych badań materiałowych wraz z oceną wybranych elementów części ciśnieniowej kotłów nr 1 i nr 2 po długotrwałej eksploatacji w Elektrowni Jaworzno III, Sprawozdanie IMŻ nr B0 1327, 2011 (maszynopis niepublikowany). 436. Raport Rządowy, Założenia polityki energetycznej Polski do roku 2020, przyjęte przez Radę Ministrów 22.02.2000. 437. Ministerstwo Gospodarki, Prognoza zapotrzebowania na paliwa i energię do 2030 roku, Załącznik 2, do „Polityki energetycznej Polski do 2030 roku”, Warszawa, 10.11.2009. 438. Kierunki rozwoju krajowego systemu elektroenergetycznego do roku 2020, Elektroenergetyka 4 (1998) 3-6. 439. T. Chmielniak, Technologie proekologiczne, Materiały Studium Amerykańsko-Polskiego, Politechnika Śląska, Katowice, 1996. 440. J. Popczyk, Zasady działania rynku energii elektrycznej po 1.01.1997, Studium Podyplomowe Amerykańsko-Polskie, nr 36, Politechnika Śląska, Katowice, 1996. 441. H.D. Shilling, Brief Report on the Activities of the Association of Large Power Plant Operators, VGB PowerTech 78/10 (1998) 37-59. 442. Materiały Seminarium Naukowo-Technicznego „Wysokosprawne bloki energetyczne”, Elektrownia Bełchatów, 1996. 443. A. Hernas, Materiałowo-technologiczne problemy rozwoju energetyki, III Konferencja NaukowoTechniczna ENERGO-TECH-MAT, Ustroń, (1998) 8-15. 444. W. Schlachter, G.H. Gessinger, R. Wolk, J. McDaniel, Proceedings of the Conference on High Temperature Materials for Power Engineering, p. I, Liege, Belgium, 1990. 445. K.H. von Kloos, J. Granacher, P. Rieth, H. Barth, Hochtemperaturverhalten warmfeste Stahle unter zeitlich veranderter Beanspruchung, VGB Kraftwerkstechnik 64/11 (1984), 1020-1034. 446. J. Dobrzański, P. Miliński, Próba oceny trwałości resztkowej i prognozowania dalszej bezpiecznej pracy elementów kotłów wysokoprężnych, Zeszyty Naukowe Politechniki Śląskiej, Energetyka 94 (1986) 429-437. 447. B. Neubauer, Creep Damage Evolution in Power Plants, Proceeding of the Second International Conference on Creep and Fracture of Engineering Materials and Structures, Swansea, UK, 1984, 1226-1271. 448. I. Wesołowski, Uzasadnienie celowości instalowania w Elektrowni OPOLE bloków enegetycznych 5 i 6 na parametry nadkrytyczne, Energetyka 12 (1995), 655-659. Literatura

223

Open Access Library Volume 3 2011 449. K.H. Mayer, W. Bendick, R.U. Hussemann, T. Kern, A.B. Scarlin, New materials for improving the efficiency of fossil-fired thermal power stations, VGB PowerTech 78/1 (1998) 22-27. 450. K.H. Mayer, H. König, D. Weber, M. Weiss, Lifetime assessment and repair of steam turbine casings and valve chests, w: R.K. Penny (ed.), Ageing of Materials and Methods for the Assessment of Lifetimes of Engineering Plant, CAPE 97, A.A. Balkema, Rotterdam, 1997, 157-166. 451. Folder, Highest supercriticality for Skaerbaek and Nordjylland. Modern Power System. March 1995. 452. L. Rataj, W. Walewski, W. Wojnar, Kotły na parametry nadkrytyczne dla polskiej energetyki, Energetyka 12 (1999), 31-43. 453. Y. Nakabayashi, S. Ikeda, Proceeding of the International Conference on High Temperature Materials for Power Engineering, Liege, Belgium, 1994. 454. J. Wąsik, A. Błaszczyk, Materiały Seminarium Naukowo-Technicznego „Doświadczenia i perspektywy modernizacji kotłów energetycznych”, Szczyrk, 1997. 455. A. Kapitaniak, J. Kapitaniak, Materiały Seminarium Naukowo-Technicznego „Doświadczenia i perspektywy modernizacji kotłów energetycznych”, Szczyrk, 1997. 456. The Future of Manufacturing in Europe 2015-2020; The Challenge for Sustainability; Materials; Final Report; Groupe CM International, 2003, http://ec.europa.eu/research/industrial_technologies/pdf/pro-futman-doc3a.pdf 457. C. Dreher, Manufacturing visions: A holistic view of the trends for European manufacturing, w: M. Montorio, M. Taisch, K.-D. Thoben (eds.): Advanced Manufacturing. An ICT and Systems Perspective, Taylor & Francis Group, London, UK, 2007 458. E. Metcalfe, F. Masuyama, New steel for advanced plant up to 620°C, The EPRI/National Power Conference, London, UK, 1995 34-46. 459. A. Hernas, J. Pasternak, P. Miliński, Nowe stale martenzytyczne do budowy kotłów nadkrytycznych, Energetyka 10 (1997) 543-548. 460. Z. Rataj, A. Walewski, W. Wojnar, Materiały Jubileuszowej Konferencji Kotłowej; 99, 50-lecie RAFAKO, Politechnika Śląska, Katowice, t. 2, 1999. 461. J. Dobosiewicz, Z. Krzywda, P. Senetra, K. Wojczyk, E. Suchanek, Instrukcja oceny stanu oraz kwalifikowania do wymiany komór, kolektorów, rurociągów kotłowych i głównych rurociągów parowych pracujących w warunkach pełzania, Ministerstwo Górnictwa i Energetyki, Warszawa, 1986. 462. E.L. Robinson, Effect of temperature on the creep strength of steel, Transactions of the ASME 60/5 (1939) 253-259. 463. M. Wilson, The Assessment of Remaining Creep Life of Carbon and Low-alloy Steel Power Plant Components, Materials Forum 9/1-2 (1986) 53-66. 464. J. Dobrzański, Ocena stanu materiału w diagnostyce elementów urządzeń energetycznych, Materiały VII Krajowej Konferencji Energetycznej, Rydzyna, 2002, 1-16. 465. J. Dobrzański, P. Miliński, F. Zębik, Możliwości przedłużania okresu eksploatacji elementów urządzeń ciśnieniowych pracujących w podwyższonej temperaturze, Prace IMŻ 38/1-2 (1986) 46-54. 466. A. Hernas, Trwałość resztkowa elementów ciśnieniowych kotła i metody jej oceny, Dozór Techniczny 3 (1995) 18-23. 467. T. Bołd, J. Dobrzański, P. Miliński, Metody oceny trwałości resztkowej elementów urządzeń kotłowych do stosowania w krajowej energetyce, Zeszyty Naukowe Politechniki Śląskiej, Energetyka 120 (1994) 69-80. 468. B.J. Cane, Present status of predictive methods for remanent life assessment and future developments, Materials Forum 9/1-2 (1986) 5-33. 469. H.R. Kautz, Planning of power plant service and rehabilitation work. Reasons for service life extension of older plants, w: R.K. Penny (ed.), Ageing of Materials and Methods for the Assessment of Lifetimes of Engineering Plant, CAPE 97, A.A. Balkema, Rotterdam, 1997, 167-179. 470. A. Hernas, Trwałość resztkowa i metody jej oceny, I Seminarium Naukowo-Techniczne „Kompleksowa ocena, naprawa oraz prognozowanie czasu bezpiecznej eksploatacji elementów kotła”, Rafako, Politechnika Śląska, Katowice, 1994, poster. 471. A. Hernas, Żarowytrzymałość stali i stopów, Wydawnictwo Politechniki Śląskiej, Gliwice 2000. 472. J. Dobosiewicz, Zasady przedłużania trwałości elementów krytycznych bloków energetycznych, Energetyka 7, Biuletyn Pro Novum 1 (1994) 251-252.

224

J. Dobrzański

Materiałoznawcza interpretacja trwałości stali dla energetyki 473. F. Dobeš, K. Milička, Relation between minimum creep rate and time to fracture, Metal Science 10/11 (1976) 382-384. 474. F.C. Monkmann, N.J. Grant, An empirical relationship between rupture life and minimum creep rate in creep-rupture tests, Proc. ASTM 56 (1956) 593-597. 475. Proceedings of the International Symposium on Prediction of Residual Lifetime of Constructions Operating at High Temperature, Den Haag, Netherlands, 1977. 476. J. Dobrzański, T. Bołd, Doświadczenia IMŻ w zakresie trwałości resztkowej i oceny stanu materiału elementów ciśnieniowych, Materiały FORUM Energetycznego, Kraków, 1993, poster. 477. J. E. Bertilsson, A. Cheratzki, B. Scarlin, Determination of the Remaining Life of Steam Turbines:A Bridge between Theory and Practice, Materials Forum 9/1-2 (1986) 67-77. 478. K.R. Wiliams, B. Wilshire, On the stress- and temperature-dependence of creep of Nimonic 80A, Metal Science 7/1 (1973) 176-179. 479. C.J. Bolton, B.F. Dyson, K.R. Wiliams, Metallographic methods of determining residual creep life, Materials Science and Engineering 46/2 (1980) 231-239. 480. TRD-508, Zusätzliche Prüfungen an Bauteilen Anlage –1, 1978. 481. B. Neubauer, U. Wedel, NDT: Replication avoids unnecessary replacement of power plant components, Power Engineering 88 (1984) 44-48. 482. Mechanismen und Schadenformen der Hochtemperatur Korosion an Uberhitzerrohren Stein Kohleubefeuerter Groskessel, Der Maschineschaden 5 (1977). 483. J. Dobosiewicz, Uszkodzenia powierzchni ogrzewalnych kotłów parowych, PUN-T Pro Novum Katowice, 1992. 484. F.R. Larson, J. Miller, A time-temperature relationship for rupture and creep stresses, Transactions of the ASME 74/5 (1952) 765-775. 485. V. Sklenička, I. Saxl, Popule J., Čadek J., Strain components in high temperature creep of a Cu-30% Zn alloy, Materials Science and Engineering 18/2 (1975) 271-278. 486. V. Sklenička at al., Mezikristalovy lom pri vysokoteplotim creepu kovu a slitin, Studia ČSAV, No 8, Praha, 1977. 487. R. Raj, S. Baik, Creep crack propagation by cavitation near crack tips, Metal Science 14/8-9 (1980) 385-394. 488. D.S. Wilkinson, A model for creep cracking by diffusion-controlled void growth, Materials Science and Engineering 49/1 (1981) 31-39. 489. H.C. Chang, N.J. Grant, Mechanism of intercrystalline fracture, Journal of Metals – Transactions AIME 206 (1956) 544-551. 490. J. Taler, P. Dzierwa, D. Taler, Optymalizacja nagrzewania i ochładzania grubościennych elementów kotłów; Rozdział 7 w: J. Taler (red.), Procesy cieplne i przepływowe w dużych kotłach parowych. Modelowanie i monitoring, Wydawnictwo Naukowe PWN, Warszawa, 2010, 569-622. 491. R. Tadeusiewicz, Sieci neuronowe, Wydawnictwo AOW, Warszawa, 1993. 492. C. Dumortier, P. Lehert, Statistical modeling of mechanical tensile properties of steels by using neural networks and multivariate data analysis, ISIJ International 39 (1999) 980- 985. 493. L.A. Dobrzański, J. Madejski, A. Polok, M. Sroka, A. Malczyk, Prototyp systemu doradczego doboru powłok na podłożach metalowych, Proceedings of the 11th International Scientific Conference on Achievements in Mechanical and Materials Engineering, AMME’2002, Gliwice – Zakopane, 2002, 115-118. 494. P. Korczak, H. Dyja, E. Łabuda, Using neural network models for predicting mechanical properties after hot plate rolling processes, Journal of Materials Processing Technology 80-81 (1998) 481-486. 495. L.A. Dobrzański, W. Sitek, Aplication of neutral networks in modelling of relationships between chemical composition af hardenability of constructional alloyed steels, Proceedings of the International Scientific Conference on Artificial Intelligence in Engeenering, AIENG’98, Galway, Ireland, 1998, 73-76. 496. W.S. McCulloh, W.H. Pitts, A logical calculus of the ideas immanent in nervous activity, Bulletin of Mathematical Biophysics 5 (1943) 115-133. 497. L.A. Dobrzański, W. Sitek, Application of CAHM method for evaluation of the alloying elements effects on steels’ hardenability, Proceedings of the International Scientific Conference on Advanced Materials and Processing Technologies, AMPT’98, Kuala Lumpur, Malaysia, 1998, 1125-1131. Literatura

225

Open Access Library Volume 3 2011 498. P. Myllykoski, A study on the causes of deviation in mechanical properties of thin steel sheets, Journal of Materials Processing Technology 79 (1998) 9-13. 499. L.A. Dobrzański, W. Sitek, Designing of the chemical composition of constructional alloy steels, Journal of Materials Processing Technology 89-90 (1999) 467-472. 500. M. Nałęcz, Biocybernetyka i inżynieria biomedyczna, tom 6: Sieci Neuronowe, pod red. W. Ducha, J. Korbicza, L. Rutkowskiego, R. Tadeusiewicza, EXIT, Warszawa 2000. 501. L.A. Dobrzański, J. Trzaska, W. Sitek, Application of neutral networks for prediction of structural steels properties, Proceedings of the 8th Seminar of the International Federation for Heat Treatment and Surface Engineering IFHTSE, Dubrovnik – Cavtat, Croatia, 2001, 393-398. 502. R. Nowosielski, Eksplikacja efektu minimalnej plastyczności mosiądzów jednofazowych, Zeszyty Naukowe Politechniki Śląskiej, Mechanika 135, Gliwice, 2000. 503. R. Nowosielski, P. Sakiewicz, P. Gramatyka, The effect of ductility minimum temperature in CuNi25 alloy, Journal of Materials Processing Technology 162-163 (2005) 379-384. 504. R. Nowosielski, M. Spilka, A. Kania, The technological processes optimization according to the sustainable technology procedure, Proceedings of the 11th International Scientific Conference on the Contemporary Achievements in Mechanics, Manufacturing and Materials Science CAM3S’2005, Gliwice – Zakopane, 2005, 746-750. 505. L.A. Dobrzański, W. Sitek, Computer aided system for constructional steel selection, Proceedings of the 14th International Scientific Conference on Advanced Materials and Technologies AMT’95, Gliwice – Zakopane, 1995, Extended Abstracts Volume, 1995, 113-116. 506. V. Goel, J. Chen, Application of expert network for material selection in engineering design, Computers in Industry 30 (1996) 87-101. 507. M. Ashby, K. Johnson, The art of materials selection, Materials Today 6 (2003) 24-35. 508. S. Malinov, W. Sha, Application of artificial neural networks for modelling correlations in titanium alloys, Material Science and Engineering A365 (2004) 202-211. 509. L.A. Dobrzański, P. Kowalski, A. Parczewska, E. Hajduczek, W. Sitek, M. Bonek, Komputerowy system wspomagania doboru materiałów, Proceedings of the 8th International Scientific Conference Achievements in the Mechanical and Materials Engineering AMME’99, Gliwice – Rydzyna – Rokosowo – Pawłowice, 1999, 161-164. 510. T. Wieczorek, Neuronowe modelowanie procesów technologicznych, Wydawnictwo Politechniki Śląskiej, Gliwice 2008. 511. B.R. Bakshi, R. Chatterjee, Unification of neural and statistical methods as applied to materials structure-property mapping, Journal of Alloys and Compounds 279 (1998) 39-46. 512. M.S. Chun, J. Biglou, J.G. Lenard, J.G. Kim, Using neural networks to predict parameters in the hot working of aluminum alloys, Journal of Materials Processing Technology 86 (1999) 245-251. 513. L.A. Dobrzański, J. Trzaska, K. Pozimska, Zastosowanie sztucznych sieci neuronowych do wyznaczania temperatur Ac1 i Ac3 stali konstrukcyjnych, Proceedings of the 10th Jubilee Scientific International Conference on Achievements in Mechanical and Materials Engineering, AMME’2001, Politechnika Śląska, Gliwice – Zakopane, 2001, 179-182. 514. O. Grong, H.R. Shercliff, Microstructural modelling in metals processing, Progress in Material Science 47 (2002) 163-282. 515. D. Penumadu, C.T. Mosier, M.J. Schad, Modeling Drained Triaxial Compression Behavior of Sand Using ANN, Proceedings of 14th Engineering Mechanics Conference, EM2000, Austin, USA, 2000, 71-87. 516. M. Schlang, B. Lang, T. Poppe, T. Runkler, K. Weinzierl, Current and future development in neural computation in steel processing, Control Engineering Practice 9 (2001) 975-986. 517. H.K.D.H. Bhadeshida, Neural networks in materials science, ISIJ International 39 (1999) 966-979. 518. P. Myllykoski, J. Larkiola, J. Nylander, Development of prediction model for mechanical properties of batch annealed thin steel strip by using artificial neural network modeling, Journal of Materials Processing Technology 60 (1996) 399-404. 519. S. Calcaterra, G. Campana, L. Tomesani, Prediction of mechanical properties in spheroidal cast iron by neural networks, Journal of Materials Processing Technology 104 (2000) 74-80. 520. R.A. Kosiński, Sztuczne sieci neuronowe. Dynamika nieliniowa i chaos, WNT, Warszawa, 2004.

226

J. Dobrzański

Materiałoznawcza interpretacja trwałości stali dla energetyki 521. Z.Y. Liu, W.D. Wang, W. Gao, Prediction of the mechanical properties of hot-rolled Cr-Mn steels using artificial neural networks, Journal of Materials Processing Technology 57 (1996) 332-336. 522. S. Malinov, W. Sha, J.J. Mckeown, Modelling the correlation between processing parameters and properties in titanium alloys using artificial neural network, Computational Material Science 21 (2001) 375-394. 523. W. Sitek, Wykorzystanie danych przybliżonych do modelowania własności mechanicznych stali, Archiwum Odlewnictwa 21 (2006) 361-369. 524. L.A. Dobrzański, W. Sitek, Application of a neural network in modelling of hardenability of constructional steels, Journal of Materials Processing Technology 78 (1998) 59-66. 525. R. Sowa, J. Kusiak, Z. Urbanowicz, A. Grzybowski, Materiały VI Konferencji „Zastosowanie Komputerów w Zakładach Przetwórstwa Metali”, Szczyrk, 1999, 177-182. 526. L.A. Dobrzański, W. Sitek, The modelling of hardenability using neural networks, Journal of Materials Processing Technology 92-93 (1999) 8-14. 527. L.A. Dobrzański, W. Sitek, Zależność między hartownością i składem chemicznym stali konstrukcyjnych stopowych, Proceedings of the 7th International Scientific Conference on Achievements in the Mechanical and Materials Engineering AMME’98, Gliwice – Zakopane, 1998, 123-126. 528. L.A. Dobrzański, W. Sitek, J. Zacłona, R. Bachul, Modelowanie wybranych własności stali szybkotnących, Proceedings of the 9th International Conference on Achievements in Mechanical and Materials Engineering, AMME’2000, Gliwice – Sopot, 2000, 155-158. 529. Q. Hancheng, X. Bocai, L. Shangzheng, W. Fagen, Fuzzy neural network modeling of material properties, Journal of Materials Processing Technology 122 (2002) 196-200. 530. L.A. Dobrzański, J. Trzaska, R. Maniara, Predykcja twardości stali konstrukcyjnych chłodzonych z temperatury austenityzowania, Proceedings of the 10th Jubilee Scientific International Conference on Achievements in Mechanical and Materials Engineering, AMME’2001, Gliwice – Zakopane, 2001, 175-178. 531. C.Z. Huang, L. Zhang, L. He, J. Sun, B. Fang, B. Zou, Z.Q. Li, X. Ai, A study on the prediction of the mechanical properties of a ceramic tool based on an artificial neural net, Journal of Materials Processing Technology 129 (2002) 399-402. 532. L.A. Dobrzański, A. Zarychta, E. Hajduczek, J. Trzaska, M. Ligarski, Stale szybkotnące z dodatkami Ti lub Nb, obniżonym stężeniem V i podwyższonym stężeniem Si, Proceedings of the Scientific Conference on the occasion of the 55th Anniversary of the Faculty of Mechanical Engineering of the Silesian University of Technology in Gliwice Materials and Mechanical Engineering M2E’2000, Gliwice, 2000, 177-186. 533. J. Kusiak, R. Kuzik, Modelling of microstructure and mechanical properties of steel using the artificial neural network, Journal of Materials Processing Technology 127 (2002) 115-121. 534. L.A. Dobrzański, W. Sitek, Application of neural networks in steels’ chemical composition design, Journal of the Brazilian Society of Mechanical Sciences 25 (2003) 185-188. 535. L.A. Dobrzański, M. Krupiński, J.H. Sokołowski, Computer aided classification of flaws occurred during casting of aluminum, Journal of Materials Processing Technology 167 (2005) 456-462. 536. J. Szala, Zastosowanie metod komputerowej analizy obrazu do ilościowej oceny struktury materiałów, Zeszyty Naukowe Politechniki Śląskiej, Hutnictwo 61, Gliwice, 2001. 537. L.A. Dobrzański, M. Krupiński, J.H. Sokołowski, P. Zarychta, W. Kasprzak, The use of artificial intelligence methods for the identification of casting defects, Proceedings of the 11th International Scientific Conference on the Contemporary Achievements in Mechanics, Manufacturing and Materials Science CAM3S’2005, Gliwice – Zakopane, 2005, 229-234. 538. M. Sroka, Metodyka komputerowego prognozowania trwałości elementów pracujących w warunkach pełzania Praca doktorska niepublikowana, Biblioteka Główna Politechniki Śląskiej, Gliwice, 2006. 539. J. Taler, M. Zborowski, B. Węglowski, Optimisation of construction and heating of critical structural components of boiler drums, VGB PowerTech 82/11 (2002) 19-24. 540. J. Taler, P. Dzierwa, A new method for determining allowable medium temperature during heating and cooling of thick-walled boiler components, Proceedings of the Seventh International Congress on Thermal Stresses, Taipei, Taiwan, Vol. 2, 2007, 437-440. Literatura

227

Open Access Library Volume 3 2011 541. H. M. Rietveld, A profile refinement method for nuclear and magnetic structures, Journal of Applied Crystallography 2 (1969) 65-71. 542. B. Augustyniak, Zjawiska magnetosprężyste i ich wykorzystanie w nieniszczących badaniach materiałów, Wydawnictwo Politechniki Gdańskiej, Monografie 38, Gdańsk, 2003. 543. B. Augustyniak, L. Piotrowski, M. Chmielewski, Wykorzystanie efektów magneto akustycznych dla oceny stanu próbek ze stali 13HMF eksploatowanych i poddanych procesowi pelzania, Energetyka, Zeszyt tematyczny XVIII (2008) 7-10. 544. B. Augustyniak, L. Piotrowski, M. Chmielewski, Efekt emisji magneto-akustycznej i jego wykorzystanie w badaniach nieniszczących jakości materiału na przykładzie stali 15HM, Zeszyty Problemowe – Badania nieniszczące 5 (2000) 105-108. 545. L. Piotrowski, B. Augustyniak, M. Chmielewski, Wykorzystanie efektu emisji magneto-akustycznej do oceny stopnia degradacji stali 10H2M, Zeszyty Problemowe – Badania nieniszczące 6 (2001) 223-226. 546. A.A. Dubov, Phisical base of the method of metal magnetic memory, Proceedings of the Workshop on Nondestructive Testing of Materials and Structures, NTM’02 Warsaw, 2002, 1-9. 547. J. Deputat, Podstawy metody magnetycznej pamięci metalu, Dozór Techniczny 5 (2002) 11-17. 548. J. Stefanowicz, Metodyka diagnostyczna WIT, WIT-Biuletyn, 1, 3 rok II, ZBM WITEX S.A., 1995. 549. J. Stefanowicz, Metodyka WIT Nieniszczące sposoby oceny wskaźników mechanicznych, opisu struktury i stopnia kruchości stali, WIT-Biuletyn, 1, 10 rok IX, ZBM WITEX S.A., 2003. 550. W.E. Beak, D.W. Bonin, M.R. Rechner, Non destructive testing predicts superheater tubes problem, Power Engineering 92/6 (1988) 36-39.

228

J. Dobrzański

OPEN ACCESS LIBRARY Scientific International Journal of the World Academy of Materials and Manufacturing Engineering publishing scientific monographs in Polish or in English only Published since 1998 as Studies of the Institute of Engineering Materials and Biomaterials

Volume 3, 2011

Editor-in-Chief Prof. Leszek A. Dobrzański – Poland

Editorial Board Prof. Gilmar Batalha – Brazil Prof. Emin Bayraktar – France Prof. Rudolf Kawalla – Germany Prof. Stanisław Mitura – Poland Prof. Jerzy Nowacki – Poland Prof. Ryszard Nowosielski – Poland Prof. Jerzy Pacyna – Poland

Prof. Zbigniew Rdzawski – Poland Prof. Maria Richert – Poland Prof. Maria Helena Robert – Brazil Prof. Mario Rosso – Italy Prof. Bozo Smoljan – Croatia Prof. Mirko Sokovic – Slovenia Prof. Leszek Wojnar – Poland

Patronage World Academy of Materials and Manufacturing Engineering

Association of Computational Materials Science and Surface Engineering Institute of Engineering Materials and Biomaterials of the Silesian University of Technology, Gliwice, Poland

Abstracting services Journal is cited by Abstracting Services such as:

The Directory of Open Access Journals

Reading Direct This journal is a part of Reading Direct, the free of charge alerting service which sends tables of contents by e-mail for this journal and in the promotion period also the full texts of monographs. You can register to Reading Direct at www.openaccesslibrary.com

Journal Registration The Journal is registered by the Civil Department of the District Court in Gliwice, Poland

Publisher International OCSCO World Press Gliwice 44-100, Poland, ul. S. Konarskiego 1 8a/366 e-mail: [email protected] Bank account: Stowarzyszenie Komputerowj Nauki o Materiałach i Inżynierii Powierzchni Bank name: ING Bank Śląski Bank addres: ul. Zwycięstwa 28, 44-100 Gliwice Poland Account number/ IBAN CODE: PL 76105012981000002300809767 Swift code: INGBPLPW Gliwice 2010 International OCSCO World Press. All rights reserved ∞ The paper used for this Journal meets the requirements of acid-free paper Printed in Poland

®

OPEN ACCESS LIBRARY

SOWA

Scientific International Journal of the World Academy of Materials and Manufacturing Engineering publishing scientific monographs in Polish or in English only Published since 1998 as Studies of the Institute of Engineering Materials and Biomaterials

Volume 3, 2011

Janusz DOBRZAŃSKI

ISSN 2083-5191 ISBN 83-89728-90-7 EAN 9788389728906


Materiałoznawcza interpretacja trwałości stali dla energetyki

Sny O Stali

Podstawy energetyki cieplnej

Platon. Nowa interpretacja

Język, tekst, interpretacja: wybór pism

Po Czwarte Dla Grzechu

O tolerancję dla zdominowanych

poradnik dla grabieїcy grobуw

Kantyk dla Leibowitza

Fizyka dla programistów gier

InterBase dla delfinow

Po trzecie dla draki

Requiem dla Króla Zbrodni

Podstawy prawa dla ekonomistów

Wszystko Dla Potworów

Kantyk dla Leibowitza

Instrukcja dla komisarzy krolewskich

Mezczyzna Tylko Dla Mnie

Psychologia nie dla psychologów

Intensywna terapia dla studentów

Po Pierwsze Dla Pieniędzy

Psychoterapia dla każdego

Po trzecie dla draki

Technologie informacyjne dla chemików

Milosna Piesn Dla Kruka

Ziola dla wszystkich

Ziołolecznictwo: poradnik dla lekarzy

Płyn mózgowo-rdzeniowy: badanie i interpretacja wyników

Bieganie dla zdrowia i zabawy : poradnik dla każdego

Tako rzecze Zaratustra: książka dla wszystkich i dla nikogo

Materiałoznawcza interpretacja trwałości stali dla energetyki

Sny O Stali

Podstawy energetyki cieplnej

Platon. Nowa interpretacja

Język, tekst, interpretacja: wybór pism

Po Czwarte Dla Grzechu

O tolerancję dla zdominowanych

poradnik dla grabieїcy grobуw

Kantyk dla Leibowitza

Fizyka dla programistów gier

InterBase dla delfinow

Po trzecie dla draki

Requiem dla Króla Zbrodni

Podstawy prawa dla ekonomistów

Wszystko Dla Potworów

Kantyk dla Leibowitza

Instrukcja dla komisarzy krolewskich

Mezczyzna Tylko Dla Mnie

Psychologia nie dla psychologów

Intensywna terapia dla studentów

Po Pierwsze Dla Pieniędzy

Psychoterapia dla każdego

Po trzecie dla draki

Technologie informacyjne dla chemików

Milosna Piesn Dla Kruka

Ziola dla wszystkich

Ziołolecznictwo: poradnik dla lekarzy

Płyn mózgowo-rdzeniowy: badanie i interpretacja wyników

Bieganie dla zdrowia i zabawy : poradnik dla każdego

Tako rzecze Zaratustra: książka dla wszystkich i dla nikogo

Recommend Documents