Modelli e analisi FEM

Le analisi a creep, di tipo inelastico nel dominio del tempo, sono state condotte attraverso modelli FEM utilizzando il software commerciale ANSYS Mechanical. Sono state realizzate delle custom user-subroutines che hanno permesso di introdurre nell’analisi i modelli di creep precedentemente descritti e di calcolare tutti i parametri, incluso il danno D, ad ogni passo di integrazione. Il componente C1 è stato modellato con elementi assialsimmetrici mentre C2 con sezioni solide (Figura 4).

Figura 4. Modelli FEM utilizzati nell’analisi a creep (componente C1 a sinistra e C2 a destra).

La prima analisi è stata volta a valutare il ruolo della modellazione del regime diffusivo ai fini del danno complessivo da creep. In tale fase è stato considerato esclusivamente il creep secondario nelle tre formulazioni descritte (Norton PL, doppia power-law DPL e Garofolo HS). La Figura 5 presenta l’andamento del danno da creep secondo API 579-1/LMP nei due componenti per le tre leggi di creep. Il componente C1 è caratterizzato da un campo di sforzo completamente compreso nel dominio del creep diffusivo (Figura 2); utilizzare un’equazione costitutiva basata sul moto delle dislocazioni porta pertanto a sottostimare lo strain-rate e quindi l’accumulo di deformazione plastica nel componente (Figura 2, linea tratteggiata blu). Tuttavia, se nel componente è presente un intaglio dotato di un forte gradiente di sforzo, la maggiore deformazione plastica condurrà ad un significativo incremento del rilassamento degli sforzi a creep, che si traduce in un danneggiamento inferiore se questo è calcolato su base stress-based come previsto dall’API 579-1. Lontano dagli intagli, dove è attiva la ridistribuzione degli sforzi indotta dal creep secondo le note leggi di Bailey [6], il danno invece andrà ad aumentare parallelamente all’accumularsi della

Figura 5. Danno da creep API 579-1/LMP nei componenti C1 e C2 per le tre formulazioni del secondario; dall’alto in basso: PL, DPL, HS.

Figura 6. Danno da creep API 579-1/LMP nei componenti C1 e C2 in punti caratteristici.

deformazione plastica. Questo effetto è evidente alla Figura 6: in C1 il punto A (radice della saldatura) è un intaglio geometrico ed è sede del massimo sforzo al tempo 0, il punto B è invece posto alla superficie esterna del collegamento soggetta a redistribuzione degli sforzi in regime di creep. Si nota immediatamente come il danno valutato tramite legge di Norton sia dominante in A rispetto a B (+100% a 200000 ore). In C2 la concentrazione principale è posta al piede della saldatura sul tronchetto (punto B), mentre lo sforzo massimo al tempo 0 si ha alla superficie interna del foro (punto A). Anche in questo caso il danno predetto dalla legge di Norton è superiore in prossimità dell’intaglio (+35% a 100000 ore).

In una seconda fase dell’analisi è stato valutato il ruolo del creep primario, confrontando i danneggiamenti anche con quelli previsti dal metodo Omega, che esplicitamente non lo considera. L’approccio è stato analogo al precedente, con l’introduzione della funzione di hardening HF nelle tre leggi di creep. La Figura 8 presenta l’andamento del danno da creep secondo API 579-1/LMP nei componenti C1 e C2 con l’introduzione del primario. Un confronto con la Figura 5 permette di verificare come esso tenda a incrementare lo stato di danno in tutti i punti se il secondario è modellato in modo da includere le componenti diffusive (DPL, HS). Se invece esso è incluso tramite legge di Norton il comportamento è opposto in tutti i punti caratterizzati da marcato rilassamento delle tensioni (C1A, C2A/B).

La Figura 9 rappresenta tale andamento per i punti scelti a livello dei componenti C1 e C2.

Il danno da creep valutato tramite metodo Omega è invece risultato sempre inferiore a quello determinato tramite la teoria di Larson-Miller, per tutte le formulazioni del creep secondario e anche a seguito dell’inclusione di quello primario. Tale evidenza è in linea con quanto riportato da Prager nella prima formulazione del metodo [16]. A titolo di esempio la Figura 10 presenta il rapporto tra il danno secondo Omega e quello secondo LMP per i punti scelti del componente C1.

7. Conclusioni

La valutazione della vita residua a creep di componenti in pressione è un processo critico per l’analisi di integrità e Fitness-For-Service nell’ambito delle alte temperature.

Le metodiche di calcolo implementate in standard come l’API 579-1 dipendono pesantemente dalla modellazione delle leggi di creep e risulta prassi comune utilizzare la semplice legge di Norton, tipica del range “dislocation-controlled”, trascurando allo stesso tempo il contributo del creep primario.

Se il danno è valutato con un approccio strain-based, in ogni punto, l’utilizzo della power-law di Norton è non conservativo a causa del maggior accumulo di deformazione plastica nel range diffusivo. Anche se lo sforzo al tempo 0 pertiene al campo dominato dal moto delle dislocazioni, lo stesso rilassamento è in grado di condurre il sistema verso tale intervallo. A titolo di esempio, in Figura 7 è riportato il rapporto tra il danno, valutato tramite relazione di Monkman-Grant e tramite il criterio tipo ductility exhaustion, con la legge di Norton (PL) e con la doppia power-law (DPL). Si osserva che tale rapporto è praticamente sempre inferiore a 1.

Figura 7. Rapporto tra il danno da creep su base strain-based secondo Norton (PL) e la doppia power-law (DPL).

Nella presente memoria tale approccio è stato valutato per un case-study e per l’acciaio basso-legato ASTM A335 P22. Tramite analisi FEM inelastica è stato calcolato il danno da creep secondo API 579-1 (metodiche Larson-Miller e Omega) e secondo due approcci strain-based (Monkman-Grant e tipo “ductility exhaustion”), introducendo il creep primario e tre leggi di creep secondario: la classica power-law di Norton (PL, solo regime dislocativo), una doppia power-law (DPL, diffusivo e dislocativo) e la legge seno-iperbolico di Garofolo (HS, diffusivo e dislocativo).

Figura 8. Danno da creep API 579-1/LMP nei componenti C1 e C2 per le tre formulazioni del primario+secondario; dall’alto in basso: PL, DPL, HS.

Il confronto dei risultati ottenuti ha messo in evidenza come la modellazione del creep secondario tramite legge di Norton sia non conservativa nel range di sforzo dominato dai fenomeni diffusivi, con l’eccezione dei punti di intaglio qualora il danno sia valutato su base stress-based (API 579-1). In tal caso infatti, il rilassamento delle tensioni è favorito dall’accumulo di deformazione plastica e il danno associato risulta conseguentemente inferiore. L’inserimento del creep primario, inoltre, porta ad un aumento consistente del danno secondo API 579-1 in tutti i casi in cui il secondario sia modellato includendo gli effetti della diffusione. Nel caso si utilizzi la semplice legge di Norton, l’effetto del primario è invece opposto ma esclusivamente ai punti caratterizzati da rilevante rilassamento delle tensioni.

Infine, il danno da creep su base Omega è risultato sempre inferiore a quello calcolato secondo LMP, indipendentemente dalla modellazione del creep primario e secondario.

8. Bibliografia

[1] Abe, F., Kern, T. U., Viswanathan R., “Creep-Resistant Steels”, Woodhead Publishing, Cambridge (UK), 2012

Figura 9. Rapporto tra il danno da creep valutato secondo API 579-1/LMP con inclusione, o meno, del creep primario ai punti scelti dei componenti C1 e C2.

Figura 10. Rapporto tra il danno da creep secondo metodo Omega e LMP nel componente C1 per le tre formulazioni di creep secondario^.

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[18] Scano L., Esposito, E., “Effects of Secondary Creep Formulation on API 579 Residual Life Evaluation”, PVP2017-65512, Proceeding, ASME Pressure Vessels and Piping Division Conference, July 16-20, 2017, Waikoloa, HI, American Society of Mechanical Engineers, New York, 2017

Rilevazione di indicazioni planari nelle placcature di reattori in acciaio

La criticità dell’eventuale formazione di cricche nella placcatura in acciaio inossidabile (weld overlay) della superficie interna di reattori in servizio di idrogeno, che potrebbero causare problemi alla stabilità dell’apparecchio in pressione, impone un’accurata indagine nel rivestimento e altrettanta cura nella riparazione.

E’ stata affinata una metodologia di rilevazione orientata ad esaminare zone ben note dove è più probabile la suscettibilità all’attacco.

La valutazione dei difetti e l’analisi delle cause come pure la messa a punto delle metodologie di riparazione sono stati oggetto di tre interventi effettuati nel biennio 2016/2018 su sei reattori in esercizio da vent’anni.

Per la taratura del sistema di controllo mediante ultrasuoni è stato costruito un blocco di calibrazione in scala reale nel quale sono stati riprodotti i difetti campione per dimensionamento e localizzazione. Lo studio delle modalità di rilevazione e la valutazione dei difetti tipo durante la campagna di ispezione della placcatura è stato completato affinando l’indagine con l’ausilio del software CIVA per studiare e ottimizzare i percorsi di indagine dei fasci ultrasonori.

1. Introduzione

I reattori destinati alla raffinazione operano ad elevate pressioni di esercizio e temperature critiche che sollecitano in misura significativa i componenti degli apparecchi in acciai basso legati con cui sono realizzati.

Il processo di cracking avviene con elevata pressione parziale di idrogeno. La presenza di questo elemento, diffondendosi a ll’interno del materiale è causa di elevate sovrasollecitazioni durante i transitori termici a causa della variabilità della sua solubilità nel materiale base in funzione della temperatura e ciò può risultare pericoloso per l’esercizio dei reattori La presenza di queste sovrasollecitazioni unitamente ai picchi di stress dovuti alle aperture delle connessioni di processo porta ad uno stato di sollecitazione nel materiale base che in alcuni casi può superare il valore limite sostenibile.

La scelta dei materiali in fase progettuale ed adeguate indicazioni per la conduzione in esercizio sono state studiate al fine di contenerne gli effetti. Per questo scopo sono stati condotti studi per valutare l’infragilimento da idrogeno del materiale base ed esperienze di disbonding della nastratura che non sono parte però della presente memoria e per il cui approfondimento si rimanda all’ampia letteratura disponibile.

Nel presente lavoro ci siamo focalizzati sulle modalità di rilevazione dei difetti affioranti nella placcatura o immediatamente presenti al di sotto della stessa. Ai fini della nostra indagine è risultata particolarmente importante la finitura superficiale delle saldature molate a raso per rendere più efficaci le tecniche di controllo non distruttivo sia in fase di fabbricazione che in fase di esercizio. Infatti una superficie perfettamente liscia consente di effettuare