JP5492057B2 - Damage prediction method for heat-resistant steel welds - Google Patents
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本発明は、耐熱鋼の損傷予測方法に係り、特に火力発電ボイラなどの火力発電プラントの高温・高圧配管に使用される高クロム鋼溶接継手の溶接部、溶接熱影響部の損傷を予測するのに有効な方法である。 The present invention relates to a method for predicting damage to heat-resistant steel, and in particular, predicts damage to welded and heat-affected zones of high-chromium steel welded joints used in high-temperature and high-pressure piping of thermal power plants such as thermal power generation boilers. This is an effective method.
火力発電プラントは高温・高圧環境で運転されるため、設備を構成する機器部材の耐熱鋼には、高温強度に優れた材料が用いられる。しかし、長期間に亘る高温での運転によってクリープ等による損傷が蓄積して材料の寿命に至ることがある。火力発電プラントの設計及び運用においては、耐熱鋼の寿命評価を適確に行い、信頼性を向上させることが重要である。 Since a thermal power plant is operated in a high-temperature and high-pressure environment, a material having excellent high-temperature strength is used for the heat-resistant steel of the equipment members constituting the facility. However, damage due to creep or the like may accumulate due to operation at a high temperature for a long period of time, leading to the life of the material. In designing and operating a thermal power plant, it is important to accurately evaluate the life of heat-resistant steel and improve reliability.
火力発電プラントの機器部材に用いられる耐熱鋼としては、クロム(Cr)を9〜12%(質量%、以下同じ)程度含有した高Cr鋼が用いられるが、高Cr鋼は溶接部のクリープ損傷が選択的に進行することが知られている。火力発電プラントに使用される高Cr鋼には多種多様な溶接部が存在する。図13には、その一例として、配管の軸方向に溶接部のある耐熱鋼(高Cr鋼)配管の斜視図を示す。 High heat resistant steel containing about 9-12% chrome (Cr) (mass%, the same shall apply hereinafter) is used as heat resistant steel used in equipment for thermal power plants. Is known to proceed selectively. There are a wide variety of welds in high Cr steels used in thermal power plants. FIG. 13 shows, as an example, a perspective view of a heat-resistant steel (high Cr steel) pipe having a weld in the axial direction of the pipe.
配管50には軸方向に溶接部51が存在する。図14には、図13の溶接部のD部を拡大した詳細図を示す。母材52は溶接金属53で溶接されており、溶接金属53の両側には溶接熱影響部(HAZ:Heat affected zone)54a,54bが存在する。この溶接熱影響部54は溶接時の温度上昇により母材52が組織変化を起こした部分である。
A
高Cr耐熱鋼の溶接熱影響部54a,54bは、溶接金属53や母材52に比べてクリープ強度が低く、溶接部においては熱影響部に損傷(クリープボイドやき裂の発生)が集中することが知られている。図15には溶接熱影響部54a,54bに発生したクリープボイド57の例を示す。
The weld heat affected
配管50が高温下で応力が作用した状態に長時間さらされると、結晶粒界56上にクリープボイド57と呼ばれる空孔が発生する。この空孔は長時間の使用による損傷の進行と共にその数が増加して、最終的には隣接するクリープボイド57,57同士が合体してき裂となる。
図16には、クリープボイド57,57同士が合体して、き裂58が発生した溶接部51を示す。溶接熱影響部54a,54bに発生したき裂58は徐々に成長し、最終的には板厚方向Sに貫通して、内部流体のリークが発生する。
When the
FIG. 16 shows the
耐熱鋼の寿命評価を行う方法として、溶接部51のクリープボイド57の発生を検査し、この結果に基づいて残余寿命を推定する方法がある。
下記特許文献1(耐熱鋼の寿命評価法)には、クリープボイドの個数密度を複数回測定し、その変化率から残余寿命を推定する方法が開示されている。また、下記特許文献2(クリープ寿命評価方法)には、クリープボイドの結晶粒界占有率のうち最大値を測定してクリープ寿命消費率を推定する方法が開示されている。
As a method of evaluating the life of the heat-resistant steel, there is a method of inspecting the occurrence of the
The following Patent Document 1 (Method for evaluating the life of heat-resistant steel) discloses a method of measuring the number density of creep voids a plurality of times and estimating the remaining life from the rate of change. Patent Document 2 (Creep Life Evaluation Method) below discloses a method of estimating the creep life consumption rate by measuring the maximum value of the crystal void boundary occupancy of the creep void.
これらの文献に記載された耐熱鋼の寿命評価方法では、検査対象の耐熱鋼のクリープボイドの個数密度やクリープボイドの結晶粒界占有率を測定しながら、予め求めておいた結果に当てはめることで残余寿命を推定している。したがって、これらの方法の実施の際には、毎回クリープボイドの個数密度やクリープボイドの結晶粒界占有率を検出、測定しなければならず、操作が煩雑であり、もっと簡便で迅速な方法が好ましい。
また、火力発電プラントの機器部材には多種多様のものがあるため、高Cr鋼の溶接部も多種多様であり、その形状によって作用する応力場の影響が異なる。
In the heat resistance steel life evaluation methods described in these documents, the number density of creep voids of the heat resistant steel to be inspected and the grain boundary occupation ratio of the creep voids are measured and applied to the results obtained in advance. Estimating the remaining life. Therefore, when carrying out these methods, it is necessary to detect and measure the number density of creep voids and the grain boundary occupancy ratio of creep voids every time, and the operation is complicated and a simpler and faster method is required. preferable.
In addition, since there are a wide variety of equipment members of a thermal power plant, there are a wide variety of high Cr steel welds, and the effect of the stress field acting on the shape varies.
上記特許文献1及び特許文献2では、クリープボイドの個数密度やクリープボイドの結晶粒界占有率を使って損傷を予測するが、これらは応力状態の影響を受けるため、実験室において単軸(単純な応力状態)で求められたクリープボイドの個数密度やクリープボイドの結晶粒界占有率と損傷の関係が、実際の火力発電プラントなどの複雑な応力状態では成り立たない、したがって、これらの方法では、精度良く耐熱鋼の残余寿命を推定することは難しい。
In
そこで、下記特許文献3(耐熱鋼の劣化評価方法及びタービンの劣化評価方法)には、高Cr鋼の溶接部におけるクリープボイドの発生挙動が部材形状の影響、すなわち応力場の影響を受けることを考慮するために、クリープボイドの個数密度を応力多軸度係数で規格化した値を用いて、損傷の予測精度を向上させた劣化評価方法が開示されている。 Therefore, in Patent Document 3 (degradation evaluation method for heat-resistant steel and degradation evaluation method for turbine) described below, the generation behavior of creep voids in the welded portion of high Cr steel is affected by the shape of the member, that is, by the stress field. In order to take into account, a degradation evaluation method is disclosed in which the accuracy of damage prediction is improved by using a value obtained by normalizing the number density of creep voids with a stress multiaxiality coefficient.
しかし、特許文献3には、クリープボイドの個数密度を応力多軸度係数で規格化するという表現しか記載されておらず、規格化の具体的な内容については開示されていない。規格化の仕方によって耐熱鋼の残余寿命も変わってくるため、精度良く耐熱鋼の残余寿命を推定できるとは限らない。また、上記特許文献1や特許文献2と同様に、方法の実施の際には、毎回クリープボイドを検出してクリープボイドの個数密度を測定しなければならない。
However,
火力発電プラントの設備、機器部材には多数の耐熱鋼溶接部が存在するが、それらは保温が施工されていたり、足場がなくアクセスが困難等の理由により、損傷度合いの検査を行うことが難しい。また、検査を実施しても、通常は耐熱鋼の板厚方向内部から損傷が生じる場合が多いため、耐熱鋼の表面からの検出が難しい。このような理由により、耐熱鋼にかかる応力の計算結果と耐熱鋼のメタル温度から損傷を精度良く推定、予測できる方法の開発が望まれている。 There are many heat-resistant steel welds in equipment and equipment of thermal power plants, but it is difficult to inspect the degree of damage due to the fact that heat insulation is applied, there is no scaffold, and access is difficult . Further, even if inspection is carried out, it is usually difficult to detect from the surface of the heat-resistant steel because damage often occurs from the inside of the heat-resistant steel in the thickness direction. For these reasons, it is desired to develop a method capable of accurately estimating and predicting damage from the calculation result of stress applied to the heat resistant steel and the metal temperature of the heat resistant steel.
応力の大きさから損傷を予測する一般的な方法として、単軸丸棒クリープ試験結果(JIS Z 2271の金属材料のクリープ及びクリープ破断試験方法に規定)から耐熱鋼の損傷や寿命を推定する方法がある。 As a general method for predicting damage from the magnitude of stress, there is a method for estimating damage and life of heat-resistant steel from a single-shaft round bar creep test result (specified in the creep and creep rupture test methods of metal materials of JIS Z 2271). is there.
図17には、単軸丸棒のクリープ試験片の形状を示す。
丸棒クリープ試験片59は評価対象となる耐熱鋼(高Cr鋼)で構成されており、母材60の中央部に溶接部、すなわち溶接金属61と溶接熱影響部62がある。本試験片を高温下で図中の矢印Y1及び矢印Y2で示した方向に応力σを作用させて、破断するまでの時間を測定し、応力と破断時間との関係を調べる。
In FIG. 17, the shape of the creep test piece of a uniaxial round bar is shown.
The round bar
図18には、この方法で求めたクリープ破断データの例を示す。図19には、火力発電プラントにおける配管軸方向の溶接部に作用する応力を示す。
配管50の溶接金属53、溶接熱影響部54a、54bには、配管の円周方向に応力σC、軸方向に応力σLが作用する。図18の関係を用いて図19の溶接部の損傷を推定する場合には、配管に作用する周方向の応力σCを用いて、図18の関係より破断時間trを推定し、図19の溶接部51の損傷の進行度合いを推定する。
FIG. 18 shows an example of creep rupture data obtained by this method. In FIG. 19, the stress which acts on the welding part of a piping axial direction in a thermal power plant is shown.
The stress σC and the stress σL in the circumferential direction of the pipe act on the
上述した従来の方法は、操作が煩雑であったり、耐熱鋼の残余寿命の予測精度が高くないという問題がある。また、予測に用いるクリープ破断データ(図18)は、図17に示す単軸丸棒に応力を作用させた状態の丸棒クリープ試験片から求められたものである。しかし、実際に用いられる耐熱鋼溶接部の溶接継手は、例えば図19に示したような2軸応力状態又は3軸応力状態(径方向に作用する応力を含める)にあり、単軸丸棒のクリープ試験とは応力状態が異なる。応力状態が異なれば溶接部の損傷の進行度合いも異なってくる。したがって、図18に示したクリープ破断データを用いて、図19に示すような溶接継手のクリープ損傷の進行度合いや寿命を精度良く予測することは難しい。 The conventional methods described above have problems that the operation is complicated and the prediction accuracy of the remaining life of the heat resistant steel is not high. The creep rupture data (FIG. 18) used for prediction is obtained from a round bar creep test piece in a state where stress is applied to the uniaxial round bar shown in FIG. However, the weld joint of the heat-resistant steel welded part actually used is, for example, in a biaxial stress state or a triaxial stress state (including stress acting in the radial direction) as shown in FIG. The stress state is different from the test. If the stress state is different, the degree of progress of damage in the welded portion also differs. Accordingly, it is difficult to accurately predict the progress of creep damage and the life of the welded joint as shown in FIG. 19 using the creep rupture data shown in FIG.
本発明の課題は、上記問題を解決し、実際に用いられる耐熱鋼溶接部に則した多軸応力状態にある溶接部の損傷(クリープボイドやき裂の発生)を精度良く予測できる方法を提供することである。 The object of the present invention is to solve the above problems and provide a method capable of accurately predicting damage (occurrence of creep voids and cracks) of a weld in a multiaxial stress state in accordance with a heat-resistant steel weld used in practice. That is.
本発明の課題は、耐熱鋼溶接部の局所的な応力状態を最大主応力σ1と応力多軸度係数TFからなる下記式(1)の関数(パラメータ)
M=A・σ1・TFB (1)
で表し(ここで、A,B:係数、σ1:最大主応力、TF:応力多軸度係数)、この局所応力状態Mとクリープボイドの個数密度の増加速度との関係又は局所応力状態Mとクリープボイドの面積率の増加速度との関係を予め求めておき、実際に損傷を予測する際に評価対象となる溶接部の応力解析を行って評価対象部位における局所応力状態Mを求め、このMを用いて耐熱鋼溶接部の損傷を予測することで解決される。
なお、3次元問題では主応力は3つあり、大きい方からσ1,σ2,σ3と表記する。ここでは、一番大きいものを「最大主応力σ1」と表記している。
The subject of this invention is the function (parameter) of following formula (1) which consists of maximum principal stress (sigma) 1 and stress multiaxiality factor TF in the local stress state of a heat-resistant-steel-welding part.
M = A ・ σ 1・ TF B (1)
(Where A, B: coefficient, σ 1 : maximum principal stress, TF: stress multiaxiality coefficient), the relationship between the local stress state M and the increase rate of the number density of creep voids, or the local stress state M And the increase rate of the area ratio of the creep voids in advance, and when the damage is actually predicted, the stress analysis of the welded portion to be evaluated is performed to determine the local stress state M in the evaluation target portion. It is solved by predicting the damage of the heat-resistant steel weld using M.
In the three-dimensional problem, there are three main stresses, and they are expressed as σ 1 , σ 2 , σ 3 from the largest. Here, the largest one is described as “maximum principal stress σ 1 ”.
具体的には、予め求めた局所応力状態Mとクリープボイドの個数密度の増加速度との関係又は局所応力状態Mとクリープボイドの面積率の増加速度との関係から評価対象部位のクリープボイドの個数密度の増加又はクリープボイドの面積率の増加を時間の関数として求め、更にこの結果からクリープボイドの個数密度又はクリープボイドの面積率が所定の最大値である限界値に達する時間(寿命)を求めることで、耐熱鋼溶接部の損傷度合いを予測できる。 Specifically, the number of creep voids in the evaluation target region based on the relationship between the local stress state M obtained in advance and the increase rate of the number density of the creep voids or the relationship between the local stress state M and the increase rate of the area ratio of the creep voids. Obtain the increase in density or creep void area ratio as a function of time, and further determine the time (life) until the number density of creep voids or the area ratio of creep voids reaches a predetermined maximum value. Thus, the degree of damage of the heat-resistant steel weld can be predicted.
すなわち、本発明の課題は、次の手段により解決することができる。
請求項1記載の発明は、耐熱鋼溶接部に作用する応力の分布を計算し、該計算値から耐熱鋼溶接部の損傷を予測する耐熱鋼溶接部の損傷予測方法において、耐熱鋼溶接部の応力状態を表現するパラメータとして、下記式(1)で表されるMを用いる耐熱鋼溶接部の損傷予測方法である。
M=A・σ1・TFB (1)
ここで、A,B:係数、σ1:最大主応力、TF:応力多軸度係数である。
That is, the problem of the present invention can be solved by the following means.
The invention according to
M = A ・ σ 1・ TF B (1)
Here, A and B are coefficients, σ 1 is a maximum principal stress, and TF is a stress multiaxiality coefficient.
請求項2記載の発明は、耐熱鋼溶接部におけるパラメータMとクリープボイドの個数密度の増加速度との関係(a)、又は耐熱鋼溶接部におけるパラメータMとクリープボイドの面積率の増加速度との関係(b)を予め求めておき、耐熱鋼溶接部の対象部位におけるパラメータMを求めて、該対象部位におけるパラメータMと前記予め求めた関係(a)又は関係(b)から対象部位におけるクリープボイドの個数密度の増加速度又はクリープボイドの面積率の増加速度を求めることで、クリープボイドの個数密度又はクリープボイドの面積率を推定する請求項1記載の耐熱鋼溶接部の損傷予測方法である。
In the invention according to claim 2, the relationship (a) between the parameter M and the increase rate of the number density of creep voids in the heat-resistant steel weld zone, or the parameter M and the increase rate of the creep void area ratio in the heat-resistant steel weld zone. The relationship (b) is obtained in advance, the parameter M in the target part of the heat-resistant steel weld is obtained, and the creep void in the target part is determined from the parameter M in the target part and the relation (a) or relationship (b) obtained in advance. The damage prediction method for a heat-resistant steel weld according to
請求項3記載の発明は、有限要素法(FEM)によるクリープ解析結果から求められる局所的な応力を用いてパラメータMを計算する請求項1又は2に記載の耐熱鋼溶接部の損傷予測方法である。
Invention of
請求項4記載の発明は、前記クリープボイドの個数密度の増加速度又は前記クリープボイドの面積率の増加速度として、クリープボイドの発生初期からクリープボイドの個数密度又はクリープボイドの面積率が所定の最大値となる末期における平均増加速度を用いることで、クリープボイドの個数密度又はクリープボイドの面積率を推定する請求項2記載の耐熱鋼溶接部の損傷予測方法である。 According to a fourth aspect of the present invention, the number density of the creep voids or the area ratio of the creep voids is a predetermined maximum from the initial generation of the creep voids as the rate of increase of the number density of the creep voids or the rate of increase of the area ratio of the creep voids. The damage prediction method for a heat-resistant steel weld according to claim 2, wherein the number density of creep voids or the area ratio of creep voids is estimated by using the average increase rate at the end stage as a value.
請求項5記載の発明は、前記関係(a)として、耐熱鋼溶接部の溶接熱影響部におけるパラメータMとクリープボイドの個数密度の増加速度との関係、前記関係(b)として、耐熱鋼溶接部の溶接熱影響部におけるパラメータMとクリープボイドの面積率の増加速度との関係を用いると共に、前記耐熱鋼溶接部の対象部位を溶接熱影響部とした請求項2記載の耐熱鋼溶接部の損傷予測方法である。 In the invention according to claim 5, as the relationship (a), the relationship between the parameter M in the heat-affected zone of the heat-resistant steel weld and the rate of increase in the number density of the creep voids, and the relationship (b) as the heat-resistant steel welding The heat resistant steel welded portion according to claim 2, wherein the relationship between the parameter M in the weld heat affected zone of the welded portion and the rate of increase in the area ratio of the creep void is used, and the target portion of the heat resistant steel welded portion is the weld heat affected zone. This is a damage prediction method.
請求項6記載の発明は、耐熱鋼溶接部における所定時間毎のクリープボイドの個数密度の増加速度とクリープボイドの個数密度の平均増加速度との関係(c)、又は耐熱鋼溶接部における所定時間毎のクリープボイドの面積率の増加速度とクリープボイドの面積率の平均増加速度との関係(d)を予め求めておき、前記関係(a)から求められた対象部位におけるクリープボイドの個数密度の平均増加速度と前記関係(c)から、対象部位における所定時間毎のクリープボイドの個数密度の増加速度を求めること、又は前記関係(b)から求められた対象部位におけるクリープボイドの面積率の平均増加速度と前記関係(d)から、対象部位における所定時間毎のクリープボイドの面積率の増加速度を求めることで、クリープボイドの個数密度又はクリープボイドの面積率を推定することを特徴とする請求項4記載の耐熱鋼溶接部の損傷予測方法である。
The invention according to
(作用)
耐熱鋼溶接部におけるクリープ損傷(クリープボイドの個数密度の増加挙動又はクリープボイドの面積率の増加挙動)は、応力状態の影響を大きく受ける。特に、一方向の応力ではなく、3方向の応力(応力の3軸状態)の影響を受ける。本発明によれば、溶接熱影響部などの溶接部の評価対象部位における3軸応力状態を考慮し、予め求めた、3軸応力状態とクリープボイドの個数密度の増加挙動との関係又は3軸応力状態とクリープボイドの面積率の増加挙動との関係を用いてクリープボイドの個数密度又はクリープボイドの面積率の増加を予測するため、高精度に溶接熱影響部などの溶接部の損傷挙動を予測することが可能となる。
(Function)
Creep damage (an increase in the number density of creep voids or an increase in the area ratio of creep voids) in a heat-resistant steel weld is greatly affected by the stress state. In particular, it is affected not by unidirectional stress but by tri-directional stress (stress triaxial state). According to the present invention, considering the triaxial stress state in the evaluation target part of the welded portion such as the weld heat affected zone, the relationship between the triaxial stress state obtained in advance and the increase behavior of the number density of the creep voids or triaxial In order to predict the increase in the number density of creep voids or the increase in the area ratio of creep voids using the relationship between the stress state and the increase in the area ratio of creep voids, It becomes possible to predict.
請求項1記載の発明によれば、耐熱鋼溶接部の応力状態を表現するパラメータとして、上記式(1)で表されるMを用いることで、応力解析等の計算によって、簡便で迅速に精度良く損傷(クリープボイドやき裂の発生)を予測できる。 According to the first aspect of the present invention, by using M represented by the above formula (1) as a parameter expressing the stress state of the heat-resistant steel weld, it is possible to easily and quickly obtain accuracy by calculation such as stress analysis. Good damage (creep voids and cracks) can be predicted.
請求項2記載の発明によれば、上記請求項1記載の発明の作用に加えて、予め求めておいた関係(a)又は関係(b)と耐熱鋼溶接部の対象部位におけるパラメータMから対象部位におけるクリープボイドの個数密度の増加速度又はクリープボイドの面積率の増加速度を求めることで、クリープボイドの個数密度又はクリープボイドの面積率を推定できるため、その都度クリープボイドを検出してクリープボイドの個数密度や面積率を測定するなどの煩雑な操作をすることなく、より実際に用いられる耐熱鋼溶接部に則した精度の良い予測が可能となる。
According to the invention described in claim 2, in addition to the operation of the invention described in
例えば、以下のように行う。
予め、耐熱鋼溶接部の各評価部位におけるクリープボイドの個数密度又はクリープボイドの面積率を検出してクリープボイドの個数密度の増加速度又はクリープボイドの面積率の増加速度を求めると共に、前記耐熱鋼溶接部の各評価部位におけるパラメータMを求めて、該パラメータMとクリープボイドの個数密度の増加速度との関係(a)、又はパラメータMとクリープボイドの面積率の増加速度との関係(b)を求めておく。
そして、実際に損傷を予測する際に、耐熱鋼溶接部の対象部位の最大主応力σ1及び応力多軸度係数TFを求め、該求めた最大主応力σ1及び応力多軸度係数TFを上記式(1)に当てはめてパラメータMを求め、該求めたパラメータMから前記予め求めた関係(a)又は(b)を用いて、対象部位におけるクリープボイドの個数密度の増加速度又はクリープボイドの面積率の増加速度を求めることで、対象部位におけるクリープボイドの個数密度又はクリープボイドの面積率を推定することが可能である。
For example, it is performed as follows.
In advance, the number density of creep voids or the area ratio of creep voids is detected at each evaluation site of the heat-resistant steel weld to obtain the increase rate of the number density of creep voids or the increase rate of the area ratio of creep voids. The parameter M at each evaluation site of the weld is obtained, and the relationship between the parameter M and the increase rate of the number density of the creep voids (a), or the relationship between the parameter M and the increase rate of the area ratio of the creep voids (b). Ask for.
When the damage is actually predicted, the maximum principal stress σ 1 and the stress multiaxiality factor TF of the target portion of the heat-resistant steel weld are obtained, and the obtained maximum principal stress σ 1 and the stress multiaxiality factor TF are obtained. The parameter M is obtained by applying to the above formula (1), and using the relationship (a) or (b) obtained in advance from the obtained parameter M, the increase rate of the number density of the creep voids in the target site or the creep void By determining the increase rate of the area ratio, it is possible to estimate the number density of creep voids or the area ratio of creep voids in the target site.
請求項3記載の発明によれば、上記請求項1又は2に記載の発明の作用に加えて、有限要素法(FEM)によるクリープ解析結果からパラメータMを計算することで、溶接部の形状が複雑であっても適用可能であり、容易に耐熱鋼溶接部の損傷を予測できる。有限要素法(FEM)によるクリープ解析を実施すると、各点における主応力(σ1,σ2,σ3)、ミーゼスの相当応力が求まる。これらを上記式(1)に代入すると応力多軸度係数TFが求まる。
According to invention of
請求項4記載の発明によれば、上記請求項2に記載の発明の作用に加えて、関係(a)のクリープボイドの個数密度の増加速度又は関係(b)のクリープボイドの面積率の増加速度として、損傷初期から末期における平均増加速度を用いる。クリープボイドの個数密度やクリープボイドの面積率の増加には、ばらつきがあるが、平均増加速度を用いることで、正確な平均的速度を算出できる。
According to invention of
請求項5記載の発明によれば、上記請求項2に記載の発明の作用に加えて、耐熱鋼溶接部の溶接熱影響部におけるクリープボイドの個数密度の増加速度又はクリープボイドの面積率の増加速度が把握できるため、特に溶接による影響が大きい溶接熱影響部による損傷を予測できる。 According to the invention described in claim 5, in addition to the action of the invention described in claim 2, the rate of increase in the number density of creep voids or the increase in the area ratio of creep voids in the weld heat affected zone of the heat resistant steel weld zone. Since the speed can be grasped, it is possible to predict the damage caused by the heat affected zone, which is particularly affected by welding.
また、耐熱鋼溶接部に発生するクリープボイドの増加速度は、発生し始める初期に比べてクリープボイド同士が合体してき裂となる末期の方が増加する。
したがって、請求項6記載の発明によれば、上記請求項4に記載の発明の作用に加えて、所定時間毎のクリープボイドの個数密度の増加速度とクリープボイドの個数密度の平均増加速度との関係(c)、又は所定時間毎のクリープボイドの面積率の増加速度とクリープボイドの面積率の平均増加速度との関係(d)を予め求めておき、関係(a)と関係(c)、又は関係(b)と関係(d)から所定時間毎のクリープボイドの個数密度の増加速度又は所定時間毎のクリープボイドの面積率の増加速度を求めることで、クリープボイドの個数密度の増加量又はクリープボイドの面積率の増加量を時間の関数として求めることができる。したがって、クリープボイドの個数密度の増加が、より正確に把握できるため、測定時点の対象部位におけるクリープボイドの個数密度又はクリープボイドの面積率を精度良く推定できる。
In addition, the increase rate of creep voids generated in the heat-resistant steel weld zone is higher in the final stage when the creep voids coalesce with each other than in the initial stage at which they start to occur.
Therefore, according to the invention described in
本発明の耐熱鋼溶接部の損傷予測方法によれば、簡便で迅速に、実際に用いられる耐熱鋼溶接部に則した複雑な応力状態にある溶接熱影響部の損傷(クリープボイドやき裂の発生)を精度良く予測することができる。また、詳しい検査が必要な部位を予測することもできる。また、配管の内部流体のリークなどによる過度な損傷を未然に防止することが可能となる。 According to the damage prediction method for heat-resistant steel welds of the present invention, damage to the weld heat-affected zone in a complex stress state (occurrence of creep voids and cracks) in a simple and quick manner according to the heat-resistant steel welds actually used. ) Can be accurately predicted. It is also possible to predict a site that requires detailed examination. In addition, excessive damage due to leakage of the internal fluid of the pipe can be prevented in advance.
具体的には以下の効果を有する。
請求項1記載の発明によれば、耐熱鋼溶接部の応力状態を表現するパラメータとして、上記式(1)で表されるMを用いることで、応力解析等の計算によって、簡便で迅速に、精度良く耐熱鋼溶接部の損傷を予測できる。
Specifically, it has the following effects.
According to the first aspect of the present invention, by using M represented by the above formula (1) as a parameter expressing the stress state of the heat-resistant steel weld, it is simple and quick by calculation such as stress analysis. Predicts damage to heat-resistant steel welds with high accuracy.
請求項2記載の発明によれば、上記請求項1記載の発明の効果に加えて、煩雑な操作をすることなく、予め求めた関係から、クリープボイドの個数密度又はクリープボイドの面積率を推定することが可能であると共に、より実際に用いられる耐熱鋼溶接部に則した精度の良い予測が可能となる。
According to the invention described in claim 2, in addition to the effect of the invention described in
請求項3記載の発明によれば、上記請求項1又は2に記載の発明の効果に加えて、有限要素法によるクリープ解析結果からパラメータMを計算することで、溶接部の形状が複雑でも、容易に耐熱鋼溶接部の損傷を予測できる。
According to the invention of
請求項4記載の発明によれば、上記請求項2に記載の発明の効果に加えて、関係(a)や関係(b)の増加速度に平均増加速度を用いることで、正確な平均的速度を算出でき、精度良く耐熱鋼溶接部の損傷を予測できる。
According to the invention described in
請求項5記載の発明によれば、上記請求項2に記載の発明の効果に加えて、特に溶接による影響が大きい溶接熱影響部による損傷を予測できるため、より実際に用いられる耐熱鋼溶接部に則した損傷の予測が精度良くできる。 According to the invention described in claim 5, in addition to the effect of the invention described in claim 2 above, it is possible to predict the damage caused by the welding heat affected zone particularly affected by welding. The damage can be predicted with good accuracy.
請求項6記載の発明によれば、上記請求項4に記載の発明の効果に加えて、クリープボイドの個数密度又はクリープボイドの面積率の増加が、より正確に把握できることで、測定時点の対象部位におけるクリープボイドの個数密度又はクリープボイドの面積率を精度良く推定できる。したがって、より実際に用いられる耐熱鋼溶接部に則した、精度の良い損傷の予測が可能となる。
According to the invention described in
以下に、 耐熱鋼溶接部の損傷の予測原理について説明する。
図1には、本実施形態の損傷予測方法による、損傷の予測に用いるクリープボイドの個数密度(単位面積あたりのクリープボイドの数)の単位時間あたりの増加量(平均増加速度)と応力パラメータ(M=A・σ1・TFB)の関係の一例を示す。
The following explains the principle of predicting the damage of heat-resistant steel welds.
FIG. 1 shows an increase amount (average increase rate) per unit time of the number density of creep voids (number of creep voids per unit area) used for damage prediction by the damage prediction method of the present embodiment and stress parameters ( An example of the relationship of M = A · σ 1 · TF B ) is shown.
図1の求め方は次の通りである。
すなわち、後述する図7に示すような試験体の配管6のクリープ試験を実施する。溶接熱影響部8a〜8dにおいて、肉厚方向の位置によって、最大主応力σ1と応力多軸度係数TFは異なる。肉厚方向の6点について、クリープボイドの成長状況を顕微鏡で観察し、クリープボイドの個数密度の平均増加速度Nvmを測定する。一方、3軸の応力解析により、これら6点の最大主応力σ1と応力多軸度係数TFを求める。これらを両対数グラフにプロットし、直線回帰して、係数A、Bを決める。
The method of obtaining FIG. 1 is as follows.
That is, the creep test of the
図1の縦軸に示す平均増加速度Nvmは下記のようにして求める。
すなわち、図7に示すような試験体の配管6のクリープ試験を数本(例えば、5本)用意する。これらを同じ実験条件で実験を開始する。寿命が1000hの場合、1本は1000hまで、残りは200h毎に実験を取りやめ、切断し、配管6の内部のクリープボイド発生状況を観察する。なお、観察部位は全ての溶接熱影響部8a〜8dとする。5本の試験片より、クリープボイドの個数密度Nと時間との関係を求める。この関係の勾配がクリープボイドの個体密度の増加速度Nv(個/mm2/h)となり、これらの平均値が平均増加速度Nvmとなる。
なお、レプリカ法(評価部位の金属組織をレプリカ膜に写しとって走査型電子顕微鏡(SEM)等で観察し、それによって評価する方法)によって、クリープボイドの個数密度を測定することも考えられるが、この場合、測定可能なのは表面のみである。
The average increase speed Nvm shown on the vertical axis in FIG. 1 is obtained as follows.
That is, several (for example, five) creep tests of the
It is also possible to measure the number density of creep voids by a replica method (a method in which a metal structure of an evaluation site is copied to a replica film and observed with a scanning electron microscope (SEM) or the like and evaluated thereby). In this case, only the surface can be measured.
また、配管6の損傷の評価部位を溶接熱影響部8a〜8dに限らず、溶接部7a,7bの溶接金属や母材としても良いが、溶接熱影響部8a〜8dは他の溶接部分に比べてクリープ強度が低く、溶接部においては熱影響部に損傷が集中するため、特に溶接による影響が大きい溶接熱影響部8a〜8dを評価部位とすることが好ましい。
Moreover, although the evaluation site | part of the damage of the
そして、この平均増加速度Nvmは、損傷が小さい領域(クリープボイドが発生し始めた領域)から大きな領域(クリープボイド同士が合体してき裂になる領域)までの平均値である。クリープボイドの個数密度やクリープボイドの面積率の増加には、ばらつきがあるが、初期(新材など)から寿命末期の平均として速度を算出することで(考えられる最も長いサンプリング時間で速度を評価)、正確な平均的速度を算出できる。 The average increase rate Nvm is an average value from a region where damage is small (a region where creep voids start to be generated) to a large region (a region where creep voids coalesce to form a crack). The increase in the number density of creep voids and the increase in the area ratio of creep voids varies, but by calculating the velocity as the average from the initial stage (new material, etc.) to the end of life (evaluating the velocity with the longest possible sampling time) ), An accurate average speed can be calculated.
図1の横軸は、次式(1)で表されるパラメータであり、溶接熱影響部4における局所応力の3軸応力状態を表す。
M=A・σ1・TFB (1)
ここで、AとBは係数であり、σ1は主応力であり、TFは応力の3軸度を表す応力多軸度係数TF(Triaxiality Factor)であり、次式(2)で定義される。
TF = (σ1 + σ2 +σ3)/σm (2)
ここで、σ1,σ2,σ3(大きい方から表記)は、配管の場合はそれぞれ周方向、軸方向、半径方向の主応力である。σmはミーゼスの相当応力である。
The horizontal axis in FIG. 1 is a parameter represented by the following formula (1), and represents a triaxial stress state of local stress in the welding heat affected
M = A ・ σ 1・ TF B (1)
Here, A and B are coefficients, σ 1 is the principal stress, TF is a stress multiaxiality coefficient TF (Triaxiality Factor) representing the triaxiality of the stress, and is defined by the following equation (2) .
TF = (σ 1 + σ 2 + σ 3 ) / σ m (2)
Here, σ 1 , σ 2 , and σ 3 (shown from the larger one) are principal stresses in the circumferential direction, axial direction, and radial direction, respectively, in the case of piping. σ m is Mises' equivalent stress.
図2には、本発明の一実施形態の損傷予測方法に用いる配管1の溶接熱影響部4における局所応力を評価した位置を示す側面図を示す。
図2の耐熱鋼配管1の溶接熱影響部4aにおいて、有限要素法によるクリープ解析(図9)を実施し、管の外表面から応力評価線5に沿った応力分布を調べた結果を図3に示す。
In FIG. 2, the side view which shows the position which evaluated the local stress in the welding heat affected
In the heat-affected zone 4a of the heat-
図3に示した周方向、軸方向、半径方向の応力は、応力評価線5上における局所的な応力である。図3の横軸は、配管1の外表面からの距離xを肉厚tで割り、無次元化した値(x/t)である。配管1には、内圧によって軸方向に応力σL、円周方向にσCの応力が作用しているが、母材2、溶接金属3、溶接熱影響部4a,4bのクリープボイドの変形速度がそれぞれ異なるため、溶接熱影響部4a,4bには複雑な局所応力が生じている。溶接熱影響部4aで言えば肉厚中央部A点の応力が最も大きく、軸方向、周方向、径方向(図示せず)の共に引張りの3軸引張り応力状態になっている。なお、厳密には3軸であるが、径方向の応力は他に比べて小さいため、ほぼ二軸状態と考えても良い。
The circumferential, axial, and radial stresses shown in FIG. 3 are local stresses on the stress evaluation line 5. The horizontal axis in FIG. 3 is a value (x / t) obtained by dividing the distance x from the outer surface of the
図4には、図2の耐熱鋼配管1の溶接熱影響部4aにおける応力多軸度係数TFの分布を示し、応力評価線5上の応力多軸度係数TFと外表面からの距離(x/t)との関係を示す。この応力多軸度係数TFは、図3の各主応力σ1,σ2,σ3を上記式(2)に当てはめて求めたものである。
前述のように、肉厚中央部A点の応力が大きく3軸状態になるため、応力の3軸度を表すTFは、肉厚中央部のA点で最も大きくなっている。
FIG. 4 shows the distribution of the stress multiaxiality coefficient TF in the welding heat affected zone 4a of the heat
As described above, since the stress at the point A at the thickness center is large and is in a triaxial state, the TF representing the triaxiality of the stress is the largest at the point A at the center of the thickness.
本発明者らは、耐熱鋼の溶接熱影響部におけるクリープボイドの発生、成長挙動の観察結果から、図3及び図4に示した熱影響部の各点(各評価部位)の局所応力と、各評価部位におけるクリープボイドの個数密度の増加挙動又はクリープボイドの面積率の増加挙動には、図1のような関係があること、そして、この関係を用いることにより精度良く溶接熱影響部の損傷を予測できることを見出した。
そして、図1の関係を、予め実測して用意しておくことで、以下に示す実施例1の耐熱鋼溶接部の予測方法に適用する。
From the observation results of the generation of creep voids and the growth behavior in the weld heat affected zone of heat-resistant steel, the present inventors determined the local stress at each point (each evaluation site) of the heat affected zone shown in FIG. 3 and FIG. The relationship between the increase in the number density of creep voids or the increase in the area ratio of creep voids in each evaluation site is as shown in FIG. 1, and by using this relationship, damage to the weld heat affected zone can be accurately performed. It was found that can be predicted.
And the relationship of FIG. 1 is measured and prepared in advance, and is applied to the prediction method of the heat-resistant steel weld of Example 1 shown below.
(耐熱鋼溶接部の予測方法の具体例)
前述の予測原理を用いて、耐熱鋼溶接部の損傷を予測する方法を具体的に説明する。図5に損傷予測方法の実施例のフローチャートを示す。
(Specific example of prediction method for heat-resistant steel welds)
A method for predicting the damage of the heat-resistant steel weld using the aforementioned prediction principle will be specifically described. FIG. 5 shows a flowchart of an embodiment of the damage prediction method.
火力発電ボイラの運転を開始すると、最初に、計算を行う時間ステップ(測定時間間隔)の大きさΔtを決定する。計算の時間ステップΔtは、例えば下記のようにして決める。
10万時間までの計算(損傷進行の予測)を行いたい場合、計算の時間ステップは100分割もあれば十分と考える。したがって、この場合、Δt=10万時間/100=1000hとなる。
When the operation of the thermal power generation boiler is started, first, the magnitude Δt of the time step (measurement time interval) for calculation is determined. The calculation time step Δt is determined as follows, for example.
When calculation up to 100,000 hours (prediction of damage progress) is to be performed, it is considered that the time step of calculation is sufficient if it is 100 divisions. Therefore, in this case, Δt = 100,000 hours / 100 = 1000 h.
そして、クリープボイドの個数N及び測定時間tを初期値(ゼロ)に設定する。次に、評価対象部位について、有限要素法によるクリープ解析を実施し、測定時間tにおける応力分布を求める。すなわち、評価対象部位における主応力σ1,σ2,σ3を求める。 Then, the number N of creep voids and the measurement time t are set to initial values (zero). Next, the creep analysis by the finite element method is performed on the evaluation target part, and the stress distribution at the measurement time t is obtained. That is, the main stresses σ 1 , σ 2 , and σ 3 in the evaluation target part are obtained.
クリープボイドは火力発電ボイラの運転開始直後からは発生せず、所定の時間が経過後に発生し始めるため、一回目の測定時間tが、予め設定したクリープボイドの発生開始時間以上かどうか確認する。一回目の測定時間tが予め設定したクリープボイドの発生開始時間未満であれば、一回目の測定時間tをΔtだけ進め(新しい測定時間はt+Δtとなる)、新しい測定時間tにおけるクリープ解析を実施する。 The creep void does not occur immediately after the start of the operation of the thermal power generation boiler, and begins to occur after a predetermined time has elapsed. Therefore, it is confirmed whether or not the first measurement time t is equal to or longer than the preset creep void generation start time. If the first measurement time t is less than the preset creep void generation start time, the first measurement time t is advanced by Δt (the new measurement time is t + Δt), and the creep analysis at the new measurement time t is performed. To do.
一方、クリープボイドの発生開始時間が、予め設定したクリープボイドの発生開始時間以上であれば、溶接熱影響部の各評価対象部位において、上記(1)式で表される応力パラメータMの算出に必要となる主応力σ1、応力多軸度係数TFを有限要素法によるクリープ解析(図9)により計算して、これらの値から応力パラメータMを算出する。 On the other hand, if the creep void generation start time is equal to or greater than the preset creep void generation start time, the stress parameter M represented by the above formula (1) is calculated in each evaluation target portion of the welding heat affected zone. Necessary principal stress σ 1 and stress multiaxiality coefficient TF are calculated by creep analysis by the finite element method (FIG. 9), and the stress parameter M is calculated from these values.
更に、予め用意しておいた図1の関係を用いて応力パラメータMからクリープボイドの個数密度の平均増加速度Nvmを決定する。図1のNvmは、クリープボイドが発生し始める初期から、クリープボイド同士が合体してき裂となる末期(クリープボイドの個数密度Nが所定の最大値となる時)までの平均値である。 Furthermore, the average increase rate Nvm of the number density of creep voids is determined from the stress parameter M using the relationship of FIG. Nvm in FIG. 1 is an average value from the initial stage where creep voids start to occur to the final stage where creep voids coalesce and become cracks (when the number density N of creep voids reaches a predetermined maximum value).
図6には、所定時間毎のクリープボイドの個数密度の増加速度Nvとクリープボイドの個数密度の平均増加速度Nvmとの関係を示し、具体的にはクリープボイドの個数密度Nと(所定時間毎のクリープボイドの個数密度の増加速度Nv)/(クリープボイドの個数密度の平均増加速度Nvm)との関係を示す。図6は、クリープボイドの個数密度の増加速度が一定ではなく、加速することを考慮したい場合の、平均増加速度からの補正方法を示したものである。 FIG. 6 shows a relationship between an increase rate Nv of the number density of creep voids per predetermined time and an average increase rate Nvm of the number density of creep voids. The creep void number density increase rate Nv) / (creep void number density average increase rate Nvm). FIG. 6 shows a correction method from the average increase rate when the increase rate of the number density of creep voids is not constant and it is desired to consider acceleration.
図6の関係は、図1の平均増加速度Nvmを求める際のクリープボイドの個数密度Nとクリープボイドの個体密度の増加速度Nvとの関係から求まる。したがって、図1の平均増加速度Nvmを求める際に、図6の関係も予め求めておく。
図6から分かるように、クリープボイドが発生し始める初期に比べてクリープボイド同士が合体してき裂となる末期の方がその速度、すなわち所定時間毎のクリープボイドの個数密度の増加速度Nvが増加する。
The relationship of FIG. 6 is obtained from the relationship between the number density N of creep voids and the increase rate Nv of the individual density of creep voids when the average increase rate Nvm of FIG. 1 is obtained. Therefore, when the average increase speed Nvm in FIG. 1 is obtained, the relationship in FIG. 6 is also obtained in advance.
As can be seen from FIG. 6, the speed at the end stage where the creep voids coalesce with each other, that is, the rate of increase in the number density of the creep voids per predetermined time, is increased compared to the initial stage where creep voids start to occur. .
したがって、予め用意しておいた図6に示した関係を用いて、クリープボイドの個数密度の平均増加速度Nvmから測定時間tにおけるクリープボイドの個数密度Nに対応するクリープボイドの個数密度の増加速度Nvを求める。例えば、図5の場合はNの初期値が0であるから、N=0のときのNvを求める。そして、この増加速度Nvに時間ステップΔtを乗じたものが、このステップにおけるクリープボイドの個数密度の増加量ΔNとなる。このΔNをNに加えることによって測定時間tにおけるクリープボイドの個数密度Nが算出できる。 Therefore, using the relationship shown in FIG. 6 prepared in advance, the creep void number density increase rate corresponding to the creep void number density N at the measurement time t from the creep void number density average increase rate Nvm. Nv is obtained. For example, in the case of FIG. 5, since the initial value of N is 0, Nv when N = 0 is obtained. Then, the increase rate Nv is multiplied by the time step Δt to obtain an increase amount ΔN of the number density of creep voids in this step. By adding this ΔN to N, the number density N of creep voids at the measurement time t can be calculated.
上記の方法をまとめると以下のようになる。
ある計算ステップ(時間ステップ)において、応力パラメータMからクリープボイドの個数密度の平均増加速度Nvmを求める。このクリープボイドの個数密度の平均増加速度Nvmと前のステップにおけるクリープボイドの個数密度Nを用いて、図6よりこのときのクリープボイドの個数密度の増加速度Nvを求める。クリープボイドの個数密度の増加速度NvにΔtを掛けてΔN(この時間ステップにおけるクリープボイド数の増加量)を求め、前のステップにおけるクリープボイドの個数密度NにΔNを足してこの時間ステップのクリープボイドの個数密度Nとする。
したがって、測定時間tにおける耐熱鋼溶接部の損傷の予測がより精度良くできるようになる。
The above method is summarized as follows.
In a certain calculation step (time step), the average increase rate Nvm of the number density of creep voids is obtained from the stress parameter M. Using the average increase rate Nvm of the number density of creep voids and the number density N of creep voids in the previous step, the increase rate Nv of the number density of creep voids at this time is obtained from FIG. Creep void number density increase rate Nv is multiplied by Δt to obtain ΔN (creep void number increase in this time step), and creep void number density N in the previous step is added to ΔN to creep in this time step The void number density is N.
Therefore, it becomes possible to predict the damage of the heat-resistant steel weld at the measurement time t with higher accuracy.
そして、上記手順をクリープボイドの個数密度Nが所定の最大値となる限界値Nc(例えば800個/mm2程度)に達するまで計算を繰り返し行う。なお、限界値Ncはクリープボイド同士が合体してき裂となる末期における値であり、耐熱鋼の種類や評価対象部位によって異なる。この計算によって、時間t(0〜限界値に達する時間まで)におけるクリープボイドの個数密度Nが算出できる。すなわち、図10のような関係が求められる。 The above procedure is repeated until the number density N of the creep voids reaches a limit value Nc (for example, about 800 / mm 2 ) at which the predetermined maximum value is reached. Note that the limit value Nc is a value at the end stage when the creep voids coalesce to form a crack, and varies depending on the type of heat-resistant steel and the part to be evaluated. By this calculation, the number density N of creep voids at time t (0 to the time until reaching the limit value) can be calculated. That is, the relationship as shown in FIG. 10 is required.
耐熱鋼溶接部の損傷の予測は、上記の計算から求められた測定時間tにおけるクリープボイドの個数密度Nから行うことができる。そして、クリープボイドの個数密度Nが限界値Ncに達する時間が、その耐熱鋼の寿命であると予測できる。 The prediction of the damage of the heat-resistant steel weld can be made from the number density N of creep voids at the measurement time t determined from the above calculation. The time until the creep void number density N reaches the limit value Nc can be predicted to be the life of the heat-resistant steel.
(上記方法の精度確認)
図7には、本実施例の精度を確認するために用いた耐熱鋼配管の図を示し、図8には、図7のB部の詳細図を示す。
(Accuracy confirmation of the above method)
In FIG. 7, the figure of the heat-resistant steel piping used in order to confirm the precision of a present Example is shown, and the detailed view of the B section of FIG. 7 is shown in FIG.
図1及び図5に示した損傷予測方法の有効性を確認するため、図7に示す試験体の耐熱鋼配管6を用いて本実施例の方法による予測結果と実験結果を比較した。図7の配管6は、軸方向に溶接部7と溶接熱影響部8があり、内圧Pを受ける耐熱鋼配管6である。図8に図7のB部の詳細を示す。溶接熱影響部8aに点線9で示した線に沿って、本実施例の方法及び実験で求めたクリープボイドの個数密度を比較した。
In order to confirm the effectiveness of the damage prediction method shown in FIG. 1 and FIG. 5, the prediction result by the method of this example and the experimental result were compared using the heat-
図9には、図7の配管6の詳細な応力分布を求めるための有限要素法(FEM)解析モデル10を示す。
この解析モデル10を用いて、図5のフローチャートに従って応力パラメータMを求め、図1の関係からクリープボイドの個数密度の時間変化を予測した。また、実験では、途中で試験を止めて、配管6を切断し、配管6の内部のクリープボイド発生状況(断面)を観察した。
FIG. 9 shows a finite element method (FEM)
Using this
図10には、図8のC点におけるクリープボイドの個数密度の時間変化を示す。実線が本実施例の方法による結果を示し、プロット点が実験で求めた結果を示している。図10からも、予測値と実験値の両者は良く一致することが確認された。 FIG. 10 shows the change over time in the number density of creep voids at point C in FIG. The solid line shows the result obtained by the method of this example, and the plotted points show the result obtained by experiments. Also from FIG. 10, it was confirmed that both the predicted value and the experimental value agree well.
図11には、図8の点線9に沿ったクリープボイドの個数密度の分布を示す。
図11の横軸は、配管6の外表面からの距離xを肉厚tで割り、無次元化した値(x/t)である。
図11においても、実線で示した予測値とプロット点で示した実験値は良く一致していることが確認された。以上の結果から、本実施例の方法によって、精度良くクリープボイドの個数密度の増加を予測できることが確認された。
FIG. 11 shows the distribution of the number density of creep voids along the dotted line 9 in FIG.
The horizontal axis of FIG. 11 is a value (x / t) obtained by dividing the distance x from the outer surface of the
Also in FIG. 11, it was confirmed that the predicted value indicated by the solid line and the experimental value indicated by the plot point are in good agreement. From the above results, it was confirmed that the increase in the number density of creep voids can be predicted with high accuracy by the method of this example.
したがって、本実施例の方法により、実際に用いられる耐熱鋼溶接部に則した複雑な応力状態にある溶接熱影響部の損傷を精度良く予測することができる。そして、このように予め求めた関係と計算値から耐熱鋼溶接部の損傷を予測することが可能となる。
そして、より詳しい検査が必要な部位を予測することもでき、耐熱鋼溶接部の検査や耐熱鋼自体の取替えの必要性を把握できる。例えば、検査として、レプリカ法(これは表面のみに適用可能)や超音波探傷(これは肉厚内部の検査も可能)などがある。
Therefore, according to the method of the present embodiment, it is possible to accurately predict the damage of the weld heat affected zone in a complicated stress state in accordance with the actually used heat resistant steel weld zone. And it becomes possible to estimate the damage of a heat-resisting-steel-welding part from the relationship and calculated value which were calculated | required previously in this way.
And the site | part which needs a more detailed test | inspection can also be estimated, and the necessity of the test | inspection of a heat-resistant steel welding part and replacement | exchange of heat-resistant steel itself can be grasped | ascertained. For example, the inspection includes a replica method (which can be applied only to the surface) and ultrasonic flaw detection (which can also inspect the inside of the wall).
図12には、クリープボイドの面積率の平均増加速度と応力パラメータMとの関係を示す。
クリープボイドの面積率は、レプリカ法でも、上述した平均増加速度Nvmの求め方と同様に実際に切断した断面を用いても良く、顕微鏡写真の面積を測って算出する。クリープボイドの面積率は、図15に示したクリープボイドの占める面積をある一定の観察面積で割った値である。クリープボイドの占める面積を求めることで、クリープボイドの面積率は、クリープボイドの個数密度を求める方法と同様に求めることができる。
FIG. 12 shows the relationship between the average increase rate of the creep void area ratio and the stress parameter M.
The area ratio of the creep void may be calculated by measuring the area of the micrograph by using the replica method or by using a cross section actually cut in the same manner as the above-described method of obtaining the average increase rate Nvm. The area ratio of the creep void is a value obtained by dividing the area occupied by the creep void shown in FIG. 15 by a certain observation area. By determining the area occupied by creep voids, the area ratio of creep voids can be determined in the same manner as the method for determining the number density of creep voids.
実施例1では、クリープボイドの個数密度Nの増加から損傷の増加を予測したが、クリープボイドの面積率を耐熱鋼溶接部の損傷評価に用いる場合においても、図12に示す関係を用いれば、実施例1と同様な方法で、クリープボイドの面積率の増加、すなわち耐熱鋼溶接部の損傷の増加を予測することが可能である。 In Example 1, the increase in damage was predicted from the increase in the number density N of creep voids. However, even when the area ratio of creep voids is used for damage evaluation of heat-resistant steel welds, the relationship shown in FIG. In the same manner as in Example 1, it is possible to predict an increase in the area ratio of creep voids, that is, an increase in damage to the heat-resistant steel weld.
図5のフローの「クリープボイドの個数密度」、「クリープボイドの個数密度の増加速度」、「クリープボイドの個数密度の平均増加速度」をそれぞれ「クリープボイドの面積率」、「クリープボイドの面積率の増加速度」、「クリープボイドの面積率の平均増加速度」と置き換えることで実施例1と同様に耐熱鋼溶接部の損傷を予測できる。
そして、本実施例においても実施例1と同様な効果を奏することができる。
The “creep void number density”, “creep void number density increase rate”, and “creep void number density average increase rate” in the flow of FIG. 5 are respectively “creep void area ratio” and “creep void area ratio”. By replacing with “rate of increase in rate” and “average rate of increase in area ratio of creep voids”, damage to the heat-resistant steel weld can be predicted in the same manner as in Example 1.
In this embodiment, the same effect as that of the first embodiment can be obtained.
本発明によれば、火力発電用のプラントに限らず、特に高温・高圧配管に使用される高クロムの溶接部、特に溶接熱影響部の損傷を予測するのに有効な方法である。 According to the present invention, it is an effective method for predicting damage not only to a thermal power generation plant but also to a high chromium weld, particularly a weld heat affected zone used for high temperature / high pressure piping.
1 配管 2 母材
3 溶接金属 4 溶接熱影響部
5 応力評価線 6 配管(試験体)
7 溶接部 8 溶接熱影響部
9 点線
10 有限要素法解析モデル
50 配管 51 溶接部
52 母材 53 溶接金属
54 溶接熱影響部 56 結晶粒界
57 クリープボイド 58 き裂
59 丸棒クリープ試験片 60 母材
61 溶接金属 62 溶接熱影響部
DESCRIPTION OF
7 Welded
Claims (6)
耐熱鋼溶接部の応力状態を表現するパラメータとして、下記式(1)で表されるMを用いることを特徴とする耐熱鋼溶接部の損傷予測方法。
M=A・σ1・TFB (1)
ここで、A,B:係数、σ1:最大主応力、TF:応力多軸度係数である。 In the damage prediction method for heat-resistant steel welds, which calculates the distribution of stress acting on the heat-resistant steel welds and predicts the damage of the heat-resistant steel welds from the calculated values.
A damage prediction method for heat-resistant steel welds, wherein M represented by the following formula (1) is used as a parameter expressing the stress state of the heat-resistant steel welds.
M = A ・ σ 1・ TF B (1)
Here, A and B are coefficients, σ 1 is a maximum principal stress, and TF is a stress multiaxiality coefficient.
耐熱鋼溶接部の対象部位におけるパラメータMを求めて、該対象部位におけるパラメータMと前記予め求めた関係(a)又は関係(b)から対象部位におけるクリープボイドの個数密度の増加速度又はクリープボイドの面積率の増加速度を求めることで、クリープボイドの個数密度又はクリープボイドの面積率を推定することを特徴とする請求項1記載の耐熱鋼溶接部の損傷予測方法。 The relationship between the parameter M and the increase rate of the number density of creep voids (a) in the heat resistant steel weld zone or the relationship (b) between the parameter M and the increase rate of the creep void area ratio in the heat resistant steel weld zone is obtained in advance. Every
The parameter M at the target site of the heat-resistant steel weld is obtained, and the increase rate of the number density of the creep voids at the target site or the creep void of the parameter M from the target site and the previously determined relationship (a) or relationship (b) The damage prediction method for heat-resistant steel welds according to claim 1, wherein the number density of creep voids or the area ratio of creep voids is estimated by obtaining an increasing rate of the area ratio.
前記耐熱鋼溶接部の対象部位を溶接熱影響部としたことを特徴とする請求項2記載の耐熱鋼溶接部の損傷予測方法。 As the relationship (a), the relationship between the parameter M in the heat affected zone of the heat resistant steel weld zone and the increase rate of the number density of the creep voids, and as the relationship (b), the parameter at the weld heat affected zone of the heat resistant steel weld zone. Using the relationship between M and the creep void area rate increase rate,
The damage prediction method for a heat-resistant steel welded portion according to claim 2, wherein a target part of the heat-resistant steel welded portion is a welding heat affected zone.
前記関係(a)から求められた対象部位におけるクリープボイドの個数密度の平均増加速度と前記関係(c)から、対象部位における所定時間毎のクリープボイドの個数密度の増加速度を求めること、又は
前記関係(b)から求められた対象部位におけるクリープボイドの面積率の平均増加速度と前記関係(d)から、対象部位における所定時間毎のクリープボイドの面積率の増加速度を求めることで、
クリープボイドの個数密度又はクリープボイドの面積率を推定することを特徴とする請求項4記載の耐熱鋼溶接部の損傷予測方法。 Relationship between the rate of increase in the number density of creep voids per predetermined time in the heat resistant steel weld zone and the average rate of increase in the number density of creep voids (c), or the area ratio of creep voids per predetermined time in the heat resistant steel weld zone The relationship (d) between the increase rate and the average increase rate of the creep void area ratio is obtained in advance,
From the average increase rate of the number density of creep voids in the target site determined from the relationship (a) and the relationship (c), to determine the increase rate of the number density of creep voids in the target site every predetermined time, or From the average increase rate of the area ratio of creep voids in the target site determined from the relationship (b) and the relationship (d), by determining the increase rate of the area ratio of creep voids in the target site for each predetermined time,
The damage prediction method for heat-resistant steel welds according to claim 4, wherein the number density of creep voids or the area ratio of creep voids is estimated.
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