Perché i serbatoi di stoccaggio per alcali in acciaio inox austenitico 316L si incrinano? Nonostante sia rinomato per la sua durata, l'acciaio 316L può sviluppare cricche in condizioni specifiche. Questo articolo esplora i fattori sorprendenti alla base di questi cedimenti, tra cui la cricca da tensocorrosione in ambienti alcalini, l'influenza delle tensioni residue dovute alla saldatura e alla lavorazione a freddo e i fattori ambientali. La comprensione di queste ragioni è fondamentale per prevenire problemi futuri e garantire la longevità di questi serbatoi. Immergetevi per scoprire l'analisi dettagliata e le soluzioni pratiche per questa sfida ingegneristica critica.
La cricca da tensocorrosione indotta dagli alcali, nota anche come "infragilimento alcalino" o "cricca alcalina", è stata documentata in numerose fonti di letteratura. Tuttavia, la maggior parte delle ricerche si concentra su condizioni di alta temperatura, mentre sono relativamente meno numerose le ricerche sull'infragilimento alcalino dell'acciaio inossidabile a medie e basse temperature.
Sebbene i guasti dovuti all'infragilimento da alcali possano verificarsi in ambienti ad alta temperatura, tali guasti a temperature medie e basse sono relativamente rari.
In una centrale nucleare nazionale, il serbatoio di stoccaggio del generatore di idrogeno era realizzato in acciaio inossidabile austenitico 316L e conteneva soluzione KOH, con una pressione di esercizio di 700-800 kPa. Dopo otto anni di servizio, la testa inferiore del serbatoio ha sviluppato delle cricche.
Sono state condotte un'accurata ispezione fisica e chimica e un'analisi dello stato di stress in diverse aree del serbatoio per determinare la causa della cricca. Sulla base dei risultati, sono stati proposti suggerimenti per il miglioramento.
Il serbatoio di dispersione è composto da un cilindro e da una testa ellittica, saldati insieme. La testa può essere suddivisa in una sezione rettilinea e una sezione curva, come illustrato nella Figura 1a.
Sulla parete esterna della testa è presente una cricca passante, situata in corrispondenza del bordo dritto. L'estremità superiore della cricca si trova a circa 8 mm dalla linea di saldatura, mentre l'estremità inferiore si trova a circa 13 mm dalla linea di saldatura. La lunghezza totale della cricca è di circa 5 mm.
Il test con liquidi penetranti è stato eseguito sul serbatoio e ha rivelato che non erano presenti altre cricche sulla parete esterna del serbatoio, a parte la cricca passante. Tuttavia, sono state rilevate cricche multiple su entrambi i lati della parete interna in prossimità della saldatura. Queste cricche comprendevano cricche assiali perpendicolari alla saldatura e cricche circonferenziali parallele alla saldatura, come mostrato nella Figura 1b.
Le cricche assiali erano presenti solo nella sezione del bordo dritto della testa, entro 13 mm dalla linea di saldatura. Avevano una distribuzione circonferenziale uniforme e lunghezze diverse. L'estremità superiore della cricca più lunga si trovava a 1-2 mm dalla linea di saldatura, mentre l'estremità inferiore era a circa 13 mm. L'estremità superiore della cricca più corta si trovava a circa 4 mm dalla linea di saldatura, mentre l'estremità inferiore distava circa 10 mm. Questa cricca è stata classificata come una cricca di tipo A, mentre la cricca passante è stata anch'essa classificata come una cricca di tipo A.
Le cricche circonferenziali erano localizzate su entrambi i lati della saldatura, a 1-3 mm dalla linea di saldatura. Le cricche sul lato del cilindro sono state classificate come cricche di Classe B1, mentre quelle sul lato della testa sono state classificate come cricche di Classe B2.
La Figura 2 mostra il diagramma macroscopico della distribuzione delle cricche nel serbatoio che perde.
La composizione chimica del metallo di base del cilindro e della testa è stata analizzata con uno spettrometro a scintilla a lettura diretta. I risultati hanno mostrato che entrambe le composizioni chimiche soddisfano i requisiti specificati nella norma ASTM A473-2017.
Sono stati prelevati campioni dal metallo di base della canna e della testa e sono stati sottoposti a ispezione metallografica con un microscopio ottico. La microstruttura del metallo di base del serbatoio è rappresentata in Figura 3.
La microstruttura del metallo di base della canna è risultata essere composta da austenite con una piccola quantità di gemelli ricotti, e aveva una dimensione dei grani di grado 6. Nel frattempo, la microstruttura del metallo di base della testa era composta da austenite con una quantità significativa di gemelli di deformazione e bande di scivolamento, e aveva una granulometria di 3,5.
Per misurare la durezza delle varie parti del serbatoio è stato utilizzato un durometro digitale Vickers. I risultati hanno mostrato che la durezza del metallo di base della canna e della testa era rispettivamente di 165 HV e 248 HV.
La durezza della saldatura, lato cilindro zona colpita dal caloree la zona interessata dal calore del lato testa era rispettivamente di 171 HV, 188 HV e 165 HV. Lo spessore medio del lato cilindro e del lato testa era rispettivamente di 3,71 mm e 4,24 mm.
Il cilindro è stato realizzato in Acciaio 316L allo stato normale di ricottura. La durezza dell'acciaio 316L non è specificata nella norma ASTM A473-2017. Tuttavia, secondo lo standard Lamiere e nastri in acciaio inox laminati a freddo (GB/T 3280-2015), la durezza dell'acciaio 316L non dovrebbe superare i 220 HV.
L'elevata durezza della testa, legata alla presenza di una quantità significativa di gemelli di deformazione e bande di scorrimento nella struttura, può essere attribuita al fatto che si tratta di acciaio 316L allo stato di tempra a freddo.
1.5.1 Analisi della superficie della fessura
Sulla parete interna del serbatoio, le fessure sulla superficie di Classe A e Classe B devono essere campionate per l'analisi. La posizione dei campioni è illustrata nella Figura 4.
Dopo essere stato appiattito, lucidato e inciso con il metodo della superficie ad arco, il campione viene esaminato con un microscopio ottico. La morfologia microscopica è illustrata nella Figura 5.
È evidente che entrambi i tipi di crepe si estendono in direzione della struttura cristallina sulla superficie.
La parte centrale della fessura di tipo A è larga, mentre le due estremità sono strette.
La zona termicamente alterata sul lato della testa presenta sia una zona a grana grossa che una zona a grana fine, con una lunghezza totale di circa 4 mm.
La zona interessata dal calore sul lato del cilindro presenta solo una zona a grana grossa, lunga circa 0,8 mm, senza alcuna zona a grana fine.
Il metallo di base sul lato della testa mostra un numero significativo di gemelli di deformazione e bande di scorrimento, caratterizzati da elevata deformazione e distorsione. La ricristallizzazione statica si verifica durante la processo di saldatura a causa del riscaldamento.
A causa dell'elevata temperatura in prossimità della saldatura, dopo la ricristallizzazione si verifica una crescita dei grani che forma un'area a grana grossa.
Nell'area distante dalla saldatura avviene solo una ricristallizzazione statica e il grano non cresce, dando luogo a un'area a grana fine.
Il metallo di base sul lato del cilindro si trova in uno stato di ricottura, con deformazioni e distorsioni limitate e una forza motrice di ricristallizzazione insufficiente.
A causa dell'elevata temperatura in prossimità della saldatura, la crescita dei grani avviene direttamente, formando una zona a grana grossa.
Poiché la temperatura nella zona lontana dalla saldatura è inferiore alla temperatura di accrescimento dei grani, si verifica solo il recupero senza ricristallizzazione e non c'è un'area a grana fine simile a quella sul lato della testa. Di conseguenza, non è possibile determinare direttamente l'estensione della zona colpita dal calore.
I materiali della canna e della testa sono realizzati in Acciaio inox 316Lcon una conducibilità termica simile. L'estensione delle zone termicamente interessate su entrambi i lati della saldatura è all'incirca la stessa.
In base all'estensione della zona colpita dal calore sul lato della testa, si deduce che la larghezza della zona colpita dal calore sulla canna è di circa 4 mm.
Si osserva che un'estremità di alcune cricche di tipo A si trova nella zona interessata dal calore, mentre l'altra estremità si trova nella sezione del bordo dritto della testa, con il centro situato nella sezione del bordo dritto della testa.
La parte restante delle fessure di tipo A si trova in corrispondenza del bordo dritto della testa.
Tutte le cricche di tipo B sono situate nelle zone termicamente interessate su entrambi i lati della saldatura.
1.5.2 Analisi della sezione di fessurazione
Le figure 6 e 7 illustrano le microstrutture dei due tipi di cricche in direzione dello spessore della parete.
Le fessure di tipo A corrono dalla parete interna a quella esterna del serbatoio, seguendo il cristallo, con profondità variabili. Le parti più gravi di queste cricche coprono quasi l'intero spessore della parete del serbatoio, con una punta di cricca biforcata e un confine di grano non sensibilizzato. Presentano le caratteristiche tipiche della cricca intergranulare da tensocorrosione.
Le cricche di tipo B1 e B2 si trovano principalmente nelle zone colpite dal calore su entrambi i lati della saldatura. Queste cricche si estendono lungo la grana, con una punta della cricca biforcata e un confine della grana non sensibilizzato, mostrando le caratteristiche tipiche della cricca intergranulare da tensocorrosione.
La microdurezza delle cricche di tipo A, B1 e B2 è rispettivamente di 242 HV, 171 HV e 157 HV.
La forte diminuzione della durezza nella zona della cricca di tipo B2 è dovuta al verificarsi di una ricristallizzazione statica dopo la processo di saldaturache trasforma i grani di austenite originariamente deformati.
Per ottenere ulteriori informazioni sulla posizione di origine della cricca di tipo A sulla parete interna del serbatoio, la profondità della cricca è stata sezionata e misurata al centro e su entrambi i lati lungo la sua direzione. I risultati sono presentati nella Figura 8.
La parte più profonda della cricca lungo la direzione dello spessore della parete si trova al centro, indicando che l'origine della cricca di tipo A si trova al centro della sua direzione di lunghezza e si estende dalla superficie interna della parete verso entrambi i lati.
Il Sollecitazione residua L'analizzatore viene utilizzato per valutare le sollecitazioni residue del cilindro e della testa, con la saldatura che funge da confine. I test sono condotti in due direzioni, 0° (parallela alla direzione della saldatura) e 90° (perpendicolare alla direzione della saldatura), e i risultati sono illustrati nella Figura 9.
Le zone di sollecitazione di trazione residua sul lato del cilindro a 0° e 90° distano rispettivamente circa 20 mm e 12 mm dalla linea centrale della saldatura. Sul lato della testa, le zone di sollecitazione di trazione residua a 0° e 90° distano rispettivamente circa 17 mm e 15 mm dalla linea centrale della saldatura.
Le cricche di tipo A e B sono situate all'interno delle zone di tensione residua di trazione.
Le cricche di tipo A e B si trovano nella zona di tensione residua di trazione del serbatoio e corrono entrambe lungo lo spessore della parete, dalla parete interna a quella esterna, in direzione del cristallo.
Le cricche di tipo A iniziano nell'area del metallo di base della testa e si estendono lungo la superficie perpendicolare alla saldatura su entrambi i lati.
Le cricche di tipo B sono situate nella zona termicamente alterata su entrambi i lati della saldatura e si estendono parallelamente alla saldatura lungo la superficie.
La testa è prodotta con un processo di stampaggio a freddo.
Il bordo dritto della testa è formato da flangiatura il bordo della lastra originale verso l'interno, con conseguente significativa deformazione plastica e tensione di trazione residua.
Sotto l'influenza prolungata della tensione residua iniziale di lavorazione a freddo, di una temperatura di 65-70℃ e delle condizioni di servizio di una soluzione alcalina KOH, si generano cricche intergranulari da tensocorrosione perpendicolari alla saldatura.
La tensione residua originale scompare a causa del recupero e della ricristallizzazione dei grani di austenite dopo la saldatura nella zona termicamente interessata.
La tensione residua di saldatura viene prodotta nella zona termicamente interessata a causa del ritiro per raffreddamento dei grani di austenite. Questa tensione è principalmente perpendicolare alla saldatura e, sotto l'effetto prolungato delle condizioni di servizio della soluzione alcalina KOH a 65-70℃, si generano cricche intergranulari da tensocorrosione parallele alla saldatura.
Il meccanismo di fessurazione del serbatoio può essere spiegato dalla teoria della fessurazione a membrana della corrosione sotto sforzo indotta dagli alcali.
Nell'ambiente della soluzione alcalina KOH, si forma un film passivo sulla superficie interna della parete del serbatoio, ma si rompe sotto l'elevata tensione residua.
Una volta che il film di passivazione si rompe, non si riforma immediatamente sulla superficie metallica nell'area della frattura.
Il metallo nudo entra quindi in contatto con la soda KOH e l'OH- si concentra nell'area di frattura superficiale, provocando una reazione con il metallo nudo.
Il metallo nudo reagisce con la soda concentrata per formare una pellicola di ossido metallico, ma questa pellicola si rompe di nuovo sotto sforzo, ripetendo il ciclo passivazione-frattura e facendo sì che la crepa continui a espandersi e ad estendersi. Alla fine, il serbatoio si rompe e perde.
(1) Le cricche circonferenziali e assiali sulla parete interna del serbatoio di stoccaggio sono causate da cricche da tensocorrosione indotte da alcali.
Le cricche circonferenziali sono causate principalmente dalla tensione residua di saldatura, mentre le cricche assiali sono dovute principalmente alla tensione residua di lavorazione a freddo sul bordo dritto della testa.
(2) Per evitare fessure circonferenziali, è importante controllare calore di saldatura e ridurre le tensioni residue di saldatura.
Per prevenire le cricche assiali, è necessario aggiungere un processo di scarico delle tensioni dopo il formatura a freddo della testa per ridurre le tensioni residue della lavorazione a freddo.
(3) Per garantire il funzionamento sicuro dell'apparecchiatura, le misure di controllo non distruttivo, come i controlli con liquidi penetranti, devono essere rafforzate durante il funzionamento per una maggiore protezione.
In qualità di fondatore di MachineMFG, ho dedicato oltre un decennio della mia carriera al settore della lavorazione dei metalli. La mia vasta esperienza mi ha permesso di diventare un esperto nei campi della fabbricazione di lamiere, della lavorazione, dell'ingegneria meccanica e delle macchine utensili per metalli. Penso, leggo e scrivo costantemente su questi argomenti, cercando di essere sempre all'avanguardia nel mio campo. Lasciate che le mie conoscenze e la mia esperienza siano una risorsa per la vostra azienda.
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