Оцінювання впливу зупинок технологічного процесу на зміну технічного стану металу головних парогонів ТЕС

Для врахування впливу пусків-зупинок енергоблоків ТЕС на технічний стан деградованого металу парогонів запропоновано підхід, що передбачає побудову базових залежностей, які враховують механічний та технологічний показники експлуатованого металу....

Ausführliche Beschreibung

Gespeichert in:

Bibliographische Detailangaben
Datum:	2010
Hauptverfasser:	Никифорчин, Г.М., Студент, О.З., Кречковська, Г.В., Марков, А.Д.
Format:	Artikel
Sprache:	Ukrainian
Veröffentlicht:	Фізико-механічний інститут ім. Г.В. Карпенка НАН України 2010
Schriftenreihe:	Фізико-хімічна механіка матеріалів
Online Zugang:	http://dspace.nbuv.gov.ua/handle/123456789/31762
Tags:	Tag hinzufügen Keine Tags, Fügen Sie den ersten Tag hinzu!
Назва журналу:	Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine
Zitieren:	Оцінювання впливу зупинок технологічного процесу на зміну технічного стану металу головних парогонів ТЕС / Г.М. Никифорчин, О.З. Студент, Г.В. Кречковська, А.Д. Марков // Фізико-хімічна механіка матеріалів. — 2010. — Т. 46, № 2. — С. 42-54. — Бібліогр.: 26 назв. — укp.

Institution

Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine

id	irk-123456789-31762
record_format	dspace
spelling	irk-123456789-317622012-03-18T12:22:05Z Оцінювання впливу зупинок технологічного процесу на зміну технічного стану металу головних парогонів ТЕС Никифорчин, Г.М. Студент, О.З. Кречковська, Г.В. Марков, А.Д. Для врахування впливу пусків-зупинок енергоблоків ТЕС на технічний стан деградованого металу парогонів запропоновано підхід, що передбачає побудову базових залежностей, які враховують механічний та технологічний показники експлуатованого металу. Предложен поход для учета влияния остановок блоков ТЭС на техническое состояние деградированного в эксплуатационных условиях металла паропроводов посредством использования механического (эффективный порог циклической трещиностойкости ΔKth eff) и технологического (эффективная длительность эксплуатации τeff, отражающая интенсифицирующее влияние остановок технологического процесса на деградацию сталей) показателей. The approach to consideration of the influence of thermal power generating units shut-downs on technical state of in-service degraded metal of steam pipelines using mechanical (the effective threshold of fatigue crack growth resistance ΔKth eff) and technological (the effective service time τeff, which represent the intensifying effect of shut-downs on steel degradation) parameters is proposed. 2010 Article Оцінювання впливу зупинок технологічного процесу на зміну технічного стану металу головних парогонів ТЕС / Г.М. Никифорчин, О.З. Студент, Г.В. Кречковська, А.Д. Марков // Фізико-хімічна механіка матеріалів. — 2010. — Т. 46, № 2. — С. 42-54. — Бібліогр.: 26 назв. — укp. 0430-6252 http://dspace.nbuv.gov.ua/handle/123456789/31762 621.325:669.539.43 uk Фізико-хімічна механіка матеріалів Фізико-механічний інститут ім. Г.В. Карпенка НАН України
institution	Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine
collection	DSpace DC
language	Ukrainian
description	Для врахування впливу пусків-зупинок енергоблоків ТЕС на технічний стан деградованого металу парогонів запропоновано підхід, що передбачає побудову базових залежностей, які враховують механічний та технологічний показники експлуатованого металу.
format	Article
author	Никифорчин, Г.М. Студент, О.З. Кречковська, Г.В. Марков, А.Д.
spellingShingle	Никифорчин, Г.М. Студент, О.З. Кречковська, Г.В. Марков, А.Д. Оцінювання впливу зупинок технологічного процесу на зміну технічного стану металу головних парогонів ТЕС Фізико-хімічна механіка матеріалів
author_facet	Никифорчин, Г.М. Студент, О.З. Кречковська, Г.В. Марков, А.Д.
author_sort	Никифорчин, Г.М.
title	Оцінювання впливу зупинок технологічного процесу на зміну технічного стану металу головних парогонів ТЕС
title_short	Оцінювання впливу зупинок технологічного процесу на зміну технічного стану металу головних парогонів ТЕС
title_full	Оцінювання впливу зупинок технологічного процесу на зміну технічного стану металу головних парогонів ТЕС
title_fullStr	Оцінювання впливу зупинок технологічного процесу на зміну технічного стану металу головних парогонів ТЕС
title_full_unstemmed	Оцінювання впливу зупинок технологічного процесу на зміну технічного стану металу головних парогонів ТЕС
title_sort	оцінювання впливу зупинок технологічного процесу на зміну технічного стану металу головних парогонів тес
publisher	Фізико-механічний інститут ім. Г.В. Карпенка НАН України
publishDate	2010
url	http://dspace.nbuv.gov.ua/handle/123456789/31762
citation_txt	Оцінювання впливу зупинок технологічного процесу на зміну технічного стану металу головних парогонів ТЕС / Г.М. Никифорчин, О.З. Студент, Г.В. Кречковська, А.Д. Марков // Фізико-хімічна механіка матеріалів. — 2010. — Т. 46, № 2. — С. 42-54. — Бібліогр.: 26 назв. — укp.
series	Фізико-хімічна механіка матеріалів
work_keys_str_mv	AT nikiforčingm ocínûvannâvplivuzupinoktehnologíčnogoprocesunazmínutehníčnogostanumetalugolovnihparogonívtes AT studentoz ocínûvannâvplivuzupinoktehnologíčnogoprocesunazmínutehníčnogostanumetalugolovnihparogonívtes AT krečkovsʹkagv ocínûvannâvplivuzupinoktehnologíčnogoprocesunazmínutehníčnogostanumetalugolovnihparogonívtes AT markovad ocínûvannâvplivuzupinoktehnologíčnogoprocesunazmínutehníčnogostanumetalugolovnihparogonívtes
first_indexed	2025-07-03T12:13:25Z
last_indexed	2025-07-03T12:13:25Z
_version_	1836627846313803776
fulltext	42 Ô³çèêî-õ³ì³÷íà ìåõàí³êà ìàòåð³àë³â. – 2010. – ¹ 2. – Physicochemical Mechanics of Materials УДК 621.325:669.539.43 ОЦІНЮВАННЯ ВПЛИВУ ЗУПИНОК ТЕХНОЛОГІЧНОГО ПРОЦЕСУ НА ЗМІНУ ТЕХНІЧНОГО СТАНУ МЕТАЛУ ГОЛОВНИХ ПАРОГОНІВ ТЕС Г. М. НИКИФОРЧИН, О. З. СТУДЕНТ, Г. В. КРЕЧКОВСЬКА, А. Д. МАРКОВ Фізико-механічний інститут ім. Г. В. Карпенка НАН України, Львів Для врахування впливу пусків-зупинок енергоблоків ТЕС на технічний стан дегра- дованого металу парогонів запропоновано підхід, що передбачає побудову базових залежностей, які враховують механічний та технологічний показники експлуатова- ного металу. Механічним показником є ефективний поріг циклічної тріщиностійкос- ті ∆Kth eff, технологічним – ефективна тривалість експлуатації τeff. Базові залежності ∆Kth eff – τeff побудовано за результатами випроб на циклічну тріщиностійкість сталей 12Х1МФ та 15Х1М1Ф після їх різної історії експлуатації. Показано, що моделювання деградації в лабораторних умовах можна використовувати для визначення поточно- го технічного стану металу після його тривалої експлуатації без механічних випроб. Ключові слова: високотемпературна воднева деградація, парогони ТЕС, тепло- тривкі сталі, зупинки технологічного процесу. На сьогодні фахівці визнають, що стан теплоенергетичного устаткування в Україні наблизився до критичного, що ослаблює енергетичну незалежність Ук- раїни. Адже значна частина об’єднаних в енергетичну систему енергоблоків (∼54 %) експлуатується понад 2·105 h [1]. Таке масштабне зношування теплоенер- гетичного устаткування ставить на чільне місце проблему, пов’язану з оціню- ванням ресурсу (зокрема, залишкового) та пошуком шляхів його продовження. Для цього необхідно коректно оцінити технічний стан обладнання і, за- лежно від результатів оцінювання, розробляти заходи, спрямовані на підви- щення надійності його експлуатації. Одним із важливих кроків такого оціню- вання є визначення стану експлуатованого металу, який зазнає сумісного впливу низки технологічних чинників, що спричиняють деградацію. До них відносять наводнювальне середовище та жорсткі температурно-силові умови експлуатації (зокрема, температура пари в парогонах досягає 570°С, а тиск – 24 MPа). Але останнім часом фахівці-експлуатаційники визнають однією з головних причин втрати роботоздатності обладнання часті зупинки техноло- гічного процесу через експлуатацію блоків у маневровому режимі. Нагріван- ня і охолодження під час зупинок супроводжується виникненням додаткових термічних напружень у перерізі труб, які сумарно з напруженнями від внут- рішнього тиску можуть подекуди досягати критичних значень [2, 3]. Це по- легшує зародження та поширення тріщин у трубах, інтенсифіковані шкідли- вим впливом абсорбованого металом водню, і призводить до очевидної дегра- дації у вигляді пошкод у конструкції, які поширюються аж до її остаточного руйнування. Проте цьому, відносно швидкому етапу деградації, передує знач- но повільніший етап, який не обов’язково пов’язаний з дефекто- чи тріщино- утворенням, а проявляється у зміні субструктури, мікроструктури і, як наслі док, погіршенні механічних властивостей металу [4–6]. При цьому, попри збе- Контактна особа: О. З. СТУДЕНТ, e-mail: student@ipm.lviv.ua 43 реження цілісності конструкції, тривало експлуатований метал втрачає власти- вості, які забезпечували йому роботоздатність на початку експлуатації. І важливу роль у цьому відіграє його наводнювання. Адже концентрація водню в такому металі вища за властиву йому у вихідному стані і розподілений він нерівномірно (поблизу реальних зламів парогінних труб його локальний вміст істотно переви- щує середній для металу рівень) [7]. Експериментально встановлено, що розчи- нений у металі водень пришвидшує дифузійний перерозподіл елементів легуван- ня [8, 9], інтенсифікуючи структурні зміни, а швидкість перерозподілу залежить і від температури, і від напружень [10, 11]. Тому можна сподіватися, що зміна мік- роструктури металу парогонів під час їх тривалої високотемпературної експлуа- тації пришвидшуватиметься через вплив і наводнювання, і додаткових напру- жень розтягу, що виникають під час пусків-зупинок енергоблоків. При цьому в першу чергу скорочуватиметься етап деградації металу на структурному рівні з відповідною зміною механічних властивостей, а вже як наслідок цього – час до зародження тріщин і загальна довговічність конструкції. Нижче розроблено підхід до оцінювання технічного стану експлуатова- ного металу парогонів з урахуванням впливу зупинок технологічного процесу на блоках ТЕС. Об’єкт дослідження. Головні парогони, якими перегріту пару подають від котла до турбіни, відносять до особливо небезпечних та відповідальних елементів енергоблоків ТЕС. Звикло їх виго- товляють із ощадноле- гованих теплотривких сталей 15Х1М1Ф та 12Х1МФ (табл. 1 і 2). Зразки для досліджень властивостей сталей у вихідному стані виго- товляли з труб запасу, які пройшли типове термічне оброблення на заводі під час виготов- лення (сталь 15Х1М1Ф: нормалізація від тем- ператури 1040°С після витримування 40 min, охолодження зі швидкістю >5°С/min, відпуск при 740°С впродовж 3 h; сталь 12Х1МФ: нормалізація на повітрі від 980°С з тригодинним відпуском при 740°С). У вихідному стані обидві сталі мали майже однаковий запас пластичнос- ті, якщо судити за співвідношенням границь текучості та міцності (в обох ви- падках σ0,2/σВ = 0,64, що є нижчим за регламентований для них максимальний рівень 0,7 [12]). Для врахування впливу зупинок технологічного процесу на технічний стан експлуатованого металу головних парогонів ТЕС дослідили сталь 15Х1М1Ф, яка експлуатувалася за температури до 545°С і тиску до 24 МPа, та сталь 12Х1МФ, яка експлуатувалася за температури до 540°С і тиску до 14 МPа. Труби зі сталі 15Х1М1Ф мали діаметр 325 mm і товщину стінки 60 mm, а зі сталі 12Х1МФ – 325 mm і 38 mm (діаметр і товщина), відповідно. Таблиця 1. Хімічний склад (mass.%) сталей 15Х1М1Ф та 12Х1МФ у вихідному стані Сталь C Cr Mo V Co Ni Si Mn S P 15Х1М1Ф 0,16 1,39 0,97 0,29 0,017 0,20 0,30 0,91 0,017 0,021 12Х1МФ 0,10 1,10 0,26 0,17 – – 0,26 0,54 0,019 0,015 Таблиця 2. Механічні властивості сталей 15Х1М1Ф та 12Х1МФ у вихідному стані 12Х1МФ 15Х1М1Ф σВ σ0,2 ψ δ σВ σ0,2 ψ δ MPa % MPa % 445 285 74 30 530 340 63 20 44 Рис. 1. Тривалість експлуатації τop (стовпчики) та відсоток вимушених зупинок Nfor від їх загальної кількості, NΣ, (крива) для сталі 15Х1М1Ф з голов- них парогонів (аналіз шести блоків ТЕС). Fig. 1. Operation time τop (bars) and a percentage ratio of forced shut-downs Nfor vs. total amount of shut-downs, NΣ, (curve) for 15Х1М1Ф steam pipeline steel (analysis of six blocks of a heat power plant). Для обґрунтування вибору металу для досліджень проаналізували вибір- ки даних з тривалості експлуатації та кількості планових і вимушених зупи- нок технологічного процесу для обох сталей. Дані для сталі 15Х1М1Ф наведе- но на рис. 1. Досліджували метал з двох блоків (2 і 6 на рис. 1), які практично за од- накової тривалості експлуатації τop ∼ 2⋅105 h найбільше відрізнялися за кіль- кістю зупинок технологічного процесу і за співвідношенням Nfor / NΣ. Зразки з деградованого металу вирізали з вертикальних ділянок парогонів різних бло- ків, які експлуатувалися за практично однакових температурно-силових умов. Методики досліджень. Для оцінювання стану деградованого металу ви- користали показники механіки руйнування, зокрема порогові показники цик- лічної тріщиностійкості (ЦТ), які виявили достатньо високу чутливість до зміни стану деградованого металу [13]. Характеристики ЦТ визначали на по- вітрі за результатами втомних випроб балкових зразків (10×20×160 mm) з крайовим надрізом, навантажених консольним згином з частотою f = 10 Hz за коефіцієнта асиметрії циклу навантаження R = 0,05. Зразки вирізали безпосе- редньо з труб, зорієнтувавши їх в осьовому напрямі. При цьому тріщини в них росли в радіальному напрямі діаметрального перерізу труби (поперек стінки труби). За результатами випроб будували кінетичні діаграми втомного руйнування (КДВР) в координатах швидкість росту втомної тріщини (РВТ) da/dN від номінального (∆K) і ефективного (∆Keff) розмахів коефіцієнта інтен- сивності напружень (КІН). Під час визначення ∆Keff враховували ефект за- криття тріщини (ЗТ). З КДВР визначали номінальні ∆Kth = Kth max – Kth min та ефек- тивні ∆Kth eff = Kth max – Kth cl порогові розмахи КІН. Величину Kth cl, що характе- ризує ЗТ і відповідає частині циклу навантаження, впродовж якої метал в околі вершини тріщини циклічно не деформується, визначали за методом по- датливості [6]. Завдяки високій локальності ефективний поріг ЦТ віддзерка- лює зміни структурного стану металу під час експлуатації на субмікрорівні і тому дає змогу судити про рівень деградації металу [14]. Для моделювання в лабораторних умовах деградації сталей внаслідок пусків-зупинок технологічного процесу використали метал з труб запасу. Зразки термоциклували у газоподібному водні під тиском 0,3 МPа від кімнат- ної до максимально можливої під час експлуатації парогонів температури 570°С з витримуванням за кожної з них впродовж 1 h [12, 15]. Особливості підходу до оцінювання технічного стану експлуатова- них теплотривких сталей. Для оцінювання реального стану деградованого металу використали механічний та технологічний показники технічного ста- ну експлуатованого металу. Перший з них (механічний показник) має бути 45 достатньо чутливий до зміни стану металу внаслідок експлуатації. Порівнян- ням механічних властивостей (характеристик міцності і пластичності за кім- натної та робочої температур, твердості, статичної та циклічної тріщиностій- кості, структурних показників) виявили, що параметри механіки руйнування найчутливіші до деградації теплотривких сталей в експлуатаційних умовах [16]. Тому за механічний показник технічного стану металу використали ефективний поріг ЦТ. До технологічних чинників, які впливають на інтенсивність деградації металу в експлуатаційних умовах, слід віднести не лише тривалість високо- температурної експлуатації τop, а ще і наводнювання з пари [17] та кількість зупинок технологічного процесу. При цьому бажано враховувати можливу невідповідність режимів охолодження системи впродовж планових та виму- шених (аварійних, з більшою швидкістю охолодження системи) зупинок, що, відповідно, по-різному впливали на деградацію металу. Тому кількість вимушених зупинок Nfor потрібно виокремити з їх загальної кількості NΣ, а за технологічний показник стану експлуатованого металу пропонуємо викорис- товувати не номінальну τop, а ефективну τeff тривалість експлуатації: τeff = = τop [1+k], де k = m·(Nfor / NΣ)p. Коефіцієнти m i p визначають емпірично і вони враховують вплив швидшого охолодження впродовж вимушених зупинок та наводнювання на інтенсифікацію деградації металу [18–20]. Реалізація підходу до оцінювання технічного стану експлуатованого металу. Прийняли, що швидкість охолодження під час вимушених зупинок може до 5 раз перевищувати швидкість охолодження під час планових зупи- нок. Вплив водню, абсорбованого металом під час високотемпературної екс- плуатації, на дифузійний перерозподіл складників мікроструктури відчутні- ший після вимушеної зупинки порівняно з плановою, і цю невідповідність описали квадратичною залежністю. Тому коефіцієнт k у виразі для визначен- ня ефективної тривалості експлуатації τeff з урахуванням впливу зупинок об- числили як k = 5·(Nfor / NΣ)2. Тоді за результатами механічних випроб на ЦТ сталей 12Х1МФ та 15Х1М1Ф після різної тривалості експлуатації τop визначили відповідні їм рівні ∆Kth eff та, використавши дані з протоколів їх експлуатації на парогонах, вирахували для них значення τeff. За отриманими результатами побудували базові залежності ∆Kth eff – τeff для кожної з досліджених сталей (рис. 2а і c), за якими оцінювали реальний технічний стан металу, який підлягає експертизі, без механічних випроб зразків з нього. Зокрема, за порахованою ефективною тривалістю експлуатації τeff (на основі даних з протоколів експлуатації металу на парогоні) з базової залежності можна визначити відповідний їй рівень ∆Kth eff. Водночас залишається відкритим питання обґрунтованості значення ме- ханічного показника стану металу, яке слід вважати за критичне і за досяг- нення якого метал треба знімати з експлуатації. Для цього використали ре- зультати випроб на ЦТ зразків, попередньо деградованих у лабораторних умовах термоциклуванням у газоподібному водні від максимальної для паро- гонів температури до кімнатної, моделюючи так зупинки технологічного про- цесу. Оскільки абсорбований металом під час деградації водень впливає на його порогові та критичні показники ЦТ [21–26], то для з’ясування рівня дег- радації металу без впливу на оцінку наявного в металі водню, частину зразків випробовували на ЦТ після двогодинної дегазації у вакуумі. Отримані залеж- ності ефективних порогів ЦТ ∆Kth eff від кількості термоциклів у водні n (рис. 46 2b і d) перетинаються. Це означає, що до певного рівня деградації металу (яка задається кількістю термоциклів у водні, що не перевищує nс) наявний у ме- талі водень підвищує його здатність чинити опір РВТ (за показником ∆Kth eff). Перевищення цього рівня супроводжується зниженням параметра ∆Kth eff де- градованого за таких умов металу під впливом абсорбованого ним водню. Це вказує на появу схильності тривало експлуатованого металу до водневої крихкості, тому цей стан пропонуємо вважати критичним. Рис. 2. Базові залежності ∆Kth eff – τeff (a, c) для визначення технічного стану сталей 12Х1МФ (a, b) та 15Х1М1Ф (с, d) з парогонів ТЕС після різного часу експлуатації τop (■, ○ – точки, отримані за результатами випроб сталей на ЦТ з визначенням ∆Kth eff та обчис- ленням τeff; □, ● – точки, отримані лише розрахунком τeff). Залежності механічного показника ∆Kth eff (b, d) для обох сталей, деградованих в лабораторних умовах, від кількості термоциклів у водні n (○ – наводнений та ● – дегазований після термоциклування у водні метал). Fig. 2. Basic curves ∆Kth eff – τeff (a, c) for estimation of the technical state of 12Х1МФ (a, b) and 15Х1М1Ф (с, d) steels after different operation time, τop, on steam pipelines (■, ○ – points obtained as a result of fatigue crack growth resistance tests with defining ∆Kth eff and calculating τeff; □, ● – points obtained from calculating τeff only). Dependences of the mechanical factor ∆Kth eff (b, d) for both steels degraded in laboratory conditions vs. a number of thermocycles in hydrogen n (○ – hydrogenated metal; ● – degassed metal after thermocycling in hydrogen). Вважаємо, що механічний показник стану металу (в нашому випадку це – ефективний поріг ЦТ ∆Kth eff) описує його незалежно від умов, за яких він деградував (лабораторні чи експлуатаційні). Тоді, по-перше, за критичне зна- чення цього показника можна взяти значення ∆Kth eff, отримане в точці пере- тину залежностей ∆Kth eff – n для наводненого і дегазованого після термоцик- лування у водні металу (рис. 2b і d), а, по-друге, тривало експлуатований ме- 47 тал з таким самим рівнем ∆Kth eff буде також деградований до критичного рів- ня. Відповідне ж йому значення ефективної тривалості експлуатації металу τсeff вважали за технологічний показник стану критично деградованого металу. Наведені діаграми дають змогу оцінити реальний стан сталей 12Х1МФ та 15Х1М1Ф після їх тривалої експлуатації на парогонах ТЕС без вирізання металу з труб для механічних досліджень. Для цього достатньо проаналізувати дані з протоколів експлуатації металу на реальних об’єктах (зокрема, номіналь- ну тривалість експлуатації τop та сумарну кількість зупинок технологічного процесу NΣ і вимушених Nfor у тому числі) та вирахувати ефективну тривалість експлуатації металу τeff. Отримане значення τeff відкласти на осі абсцис відпо- відної для аналізованої сталі базової залежності (рис. 2а i c) та провести від цієї точки вертикаль до перетину з базовою залежністю ∆Kth eff – τeff. Якщо ця точка перетину лежатиме вище за точку з координатами (τсeff; ∆Kс th eff), що відповідає критичному рівню деградації металу, то його експлуатацію можна продовжити. У протилежному випадку, коли точка перетину вертикалі з базовою за- лежністю ∆Kth eff – τeff розташовується нижче точки критичного стану, можли- ве руйнування елемента під час подальшої експлуатації внаслідок негативно- го впливу абсорбованого металом водню на механічний показник його робо- тоздатності ∆Kth eff. Апробували запропонований підхід на сталі 12Х1МФ з двох блоків, які, попри практично однакову тривалість експлуатації, істотно відрізнялися за кількістю зупинок технологічного процесу. На основі даних з протоколів їх експлуатації для них розрахували значення τeff і нанесли їх у вигляді чорних позначок (рис. 2а) на рівні τop = 188 000 h. Отримали очевидну відмінність за технологічним показником стану металу τeff атестованих сталей. Після їх ви- проб на ЦТ відповідні їм значення ∆Kth eff нанесли на базову залежність біли- ми позначками. Виявилося, що одержані за результатами механічних випроб позначки розташувалися на рівнях попередньо розрахованих значень τeff. Це дає підстави стверджувати, що за неможливості вирізання металу для його тестування за механічним показником стану металу (∆Kth eff) достатньо розра- хувати відповідне йому значення τeff, щоб судити про його стан на цьому ета- пі експлуатації. Стрілками на рис. 2а вказано напрям проектування точок (бі- лі позначки), отриманих розрахунком τeff, для визначення реального стану ме- талу за показником ∆Kth eff. Подібно вплив зупинок технологічного процесу на технічний стан мета- лу головних парогонів перевірили також на сталі 15Х1М1Ф з двох блоків, які теж за практично однакової тривалості експлуатації τop∼2⋅105 h істотно відріз- нялися за кількістю зупинок технологічного процесу (див. рис. 1). Отримані за результатами розрахунків значення τeff нанесли у вигляді білих позначень на рис. 2c на відповідному рівні тривалості експлуатації τop. Випробувавши обидва експлуатовані метали на ЦТ (два нижні чорні квадратики на рис. 2c,) виявили, що одержану розрахунком точку для металу, експлуатованого за меншої кількості зупинок, слід перемістити вище, а для експлуатованого за більшої кількості зупинок – залишити незмінною. При цьому обидві точки добре укладаються на загальну базову залежність. Стрілки на рис. 2c мають таке ж призначення, що і на рис. 2а. Отже, з базової залежності ∆Kth eff – τeff для тривало експлуатованої сталі можна за критичним рівнем ∆Kс th eff, визначеним на зразках, деградованих у лабораторних умовах, знайти критичне значення технологічного показника 48 τсeff. Тоді технічний стан металу на проміжних етапах експлуатації (чорні квад- ратики на рис. 2а і c) можна характеризувати без додаткових механічних вип- роб, спроектувавши ці крапки на базову залежність і оцінивши відповідні їм значення ∆Kth eff. Крім того, якщо отримане з базової залежності значення τeff ≤ ≤ τсeff, то подальша експлуатація металу безпечна. Якщо ж τeff > τсeff, то абсор- бований металом під час експлуатації водень може викликати його руйнування. Процеси, відповідальні за деградацію сталей 15Х1М1Ф і 12Х1МФ під час тривалої експлуатації. Для обґрунтування надійної роботи парогону важливо розуміти природу процесів, які відбуваються під час експлуатації і спричиняють втрату металом механічних властивостей, що забезпечували йо- го розрахунковий ресурс на початку експлуатації. Проаналізуємо під таким кутом зору базові залежності для сталей, які для простоти опису позначимо як Pmech – Ptech, де механічний показник стану металу Pmech відповідає парамет- ру ∆Kth eff, а технологічний Ptech – часу τeff (рис. 3). Базові залежності умовно поділимо на чотири діапазони, на переходах між якими спостерігається характерні зміни: зона І обмежена справа точкою, в якій порушується лінійність залежності Pmech – Ptech; зона ІІ – точкою пере- тину продовжень дотичних, якими екстрапольовано початкову і кінцеву ді- лянку базової залежності; зона ІІІ – точкою з координатами (Pс tech, Pс mech), що відповідає точці (τсeff; ∆Kс th eff); зона ІV – відповідає стану металу, деградовано- му понад критичний рівень. Рис. 3. Базові залежності Pmech – Ptech для визначення технічного стану експлуатованих на парогонах ТЕС сталей 12Х1МФ (а) та 15Х1М1Ф (b) на основі даних з історії їх експлуа- тації: Pc tech, Pс mech – критичні значення технологічного і механічного показників їх стану, відповідно. Fig. 3. Basic curves Pmech – Ptech for estimation of the technical state of 12Х1МФ (a) and 15Х1М1Ф (b) steels after exploitation on steam pipelines based on data from their service history: Pc tech, Pc mech – critical values of technological and mechanical parameters of theirs states, respectively. Порівняння базових залежностей обох сталей наштовхує на несподіваний висновок щодо стабільності їх механічного стану в часі тривалої експлуатації. Якщо порівняти досліджені сталі за технологічним показником Pс tech, то вони практично не відрізняються. Водночас за показником Pс mech вони істотно різ- ні. Причому сталь з вищим вмістом молібдену, яка у вихідному стані мала вищі показники міцності, тривалої міцності, ЦТ і залишалася кращою за ста- більністю механічного показника Pmech аж до понад ∼105 h, раптом почала на- багато інтенсивніше втрачати свою роботоздатність. Це приблизно відповідає початку експлуатації блоків у маневровому режимі з частими пусками і запус- 49 ками устаткування. Подібний висновок напрошується і з порівняння залежнос- тей ∆Kth eff – n (рис. 2b і d). Термоциклування у водні, яким моделювали зупин- ки технологічного процесу, інтенсивніше знижує рівень ЦТ сталі 15Х1М1Ф проти сталі 12Х1МФ. Це дає підстави стверджувати, що вищі показники робо- тоздатності сталі 15Х1М1Ф у вихідному стані, які і послужили однією з під- став її впровадження для виготовлення головних парогонів ТЕС, не забезпечи- ли стабільності її властивостей за частих зупинок технологічного процесу. Рис. 4. Структура сталі 12Х1МФ у вихід- ному стані (а) та після експлуатації на парогоні впродовж 48·103 h (відповідає зоні І на рис. 3а) (b), 14·104 h (зоні ІІ) (c), 19·104 h (зоні ІІІ) (d) і (зоні ІV) (е, f). Fig. 4. Microstructure of 12Х1МФ steel in a virgin state (a) and after exploitation on the pipeline for 48·103 h (zone І in Fig. 3a) (b), 14·104 h (zone ІІ) (c, d) and 19·104 h (zone ІІІ) (d) and (zone ІY on Fig. 3 a) (е, f). З аналізу результатів металографічних досліджень обох сталей після різної тривалості експлуатації дійшли висновку, що основні зміни структури сталей відбуваються на рівні перерозподілу карбідних складників. Якщо на початку експлуатації сталь має ферит-перлітну структуру, то основні зміни зафіксовано у перліті (сталь 12Х1МФ) [15], а якщо бейніт-феритну – то в бейніті (сталь 15Х1М1Ф) [22]. Причому незалежно від структури у вихідному стані (ферит- перлітна у сталі 12Х1МФ на рис. 4а, чи бейніт-феритну у сталі 15Х1М1Ф на рис. 5а) спільною особливістю їх деградації є переміщення карбідів на межі зерен, внаслідок чого після експлуатації в їх структурі переважають зерна фериту з карбідами на їх межах. Відмінність у тому, за якого часу експлуатації та після якої кількості зупинок технологічного процесу змінюється структура сталі. Згідно з даними [4], основні якісні зміни фазового складу карбідів зафіксу- вали впродовж перших 3…8·103 h експлуатації, що досить добре узгоджується з тривалістю експлуатації в межах І зони. При цьому, якщо структура сталі у ви- хідному стані є ферит-перлітною, то з початком експлуатації в ній збільшується кількість складнолегованих карбідів типу Ме7С3 та Ме23С6 на основі заліза та хро- му, а кількість карбідів цементитного типу (Ме3С) стрімко зменшується (рис. 4b). Якщо ж у вихідному стані сталь має структуру бейніт-феритну, то в ме- жах зони І вуглець покидає пересичений ним твердий розчин в α-залізі з ви- діленням дрібних високолегованих хромом і молібденом карбідів вздовж па- кетів бейніту (рис. 5b). За подальшої експлуатації карбіди переміщуються на межі зерен та коагулюють. Ці процеси передбачають дифузійний перерозпо- діл і вуглецю, і елементів легування на відносно великі віддалі, подекуди су- мірні з розміром зерна (20…50 µm). За нашими розрахунками високотемпера- турна експлуатація при 540°С впродовж 11…15·104 h є достатня, для такого 50 дифузійного перерозподілу елементів, внаслідок чого на межах зерен з’явля- ються складнолеговані карбіди та відбувається їх коагуляція. Ці процеси про- тікають в межах зони ІІ (див. рис. 3a, b). Великі карбіди металографічно за- фіксовані на межах феритних зерен після 15·104 h (рис. 4c і 5c). Рис. 5. Структура сталі 15Х1М1Ф у вихідному стані (а) та після експлуатації на парогоні ТЕС (b) впродовж 48·103 h (відповідає зоні І на рис. 3b), 14·104 h (зоні ІІ) (c) і 19·104 h (зоні ІІІ) (d, e), (зоні ІV) (f). Fig. 5. Microstructure of 15Х1М1Ф steel in a virgin state (a) and after exploitation on the pipeline (b) for 48·103 h (correspond to zone І in Fig. 3b), 14·104 h (zone ІІ) (c) and 19·104 h (zone ІІІ) (d, е), (zone ІV) (f). Зростання кількості зупинок технологічного процесу може істотно інтен- сифікувати структурні зміни в металі. Це випливає з аналізу історії експлуа- тації парогонів, оскільки маневровий режим роботи ТЕС почали запроваджу- вати саме з кінця минулого сторіччя, коли тривалість експлуатації металу го- ловних парогонів на більшості ТЕС досягла 14…17·104 h. Це дає підстави вважати, що проілюстроване на рис. 3 стрімкіше зниження механічного по- казника роботоздатності Pmech сталей 12Х1МФ і 15Х1М1Ф після 14·104 та 11·104 h експлуатації, що відповідає початку зони ІІІ на базових залежностях, може бути спричинене впливом на деградацію металу саме зупинок техноло- гічного процесу, які почастішали. І це пришвидшило наступний етап деграда- ції, яка проявилася втратою когерентного зв’язку великих карбідів вздовж меж зерен з матрицею (рис. 4d і 5d). При цьому межі зерен розпушуються, а дефекти на них стають пастками для розчиненого в металі водню. Потрап- ляючи в ці пастки і молізуючись, водень створює в них тиск, сприяючи роз- шаруванню вздовж меж карбідів з матрицею і полегшує злиття мікропорож- нин вздовж меж зерен. Іншими словами, водень сприяє мікророзтріскуванню вздовж меж зерен шляхом злиття суміжних мікропорожнин. На цьому етапі завершується гарантована безпека експлуатації устаткування (кінець зони ІІІ). Описані вище процеси залежать від низки чинників: розміру і форми кар- бідів, їх густини, невідповідності коефіцієнтів лінійного розширення карбідів та матриці, градієнта термічних напружень у стінці труби під час зупинок, а та- кож вмісту водню в деградованому металі. Всі ці процеси протікають вибірко- во у місцях, з найсприятливішими для деградації металу умовами. Як наслідок, попри оманливе збереження металом суцільності, в багатьох локальних місцях 51 спостерігається злиття мікропорожнин і розтріскування вздовж меж зерен (рис. 4f і 5f). Метал, деградований до такого стану, потрапляє до зони ІV (рис. 3). Схематично процеси, спричинені деградацією, показано на рис. 6. Рис. 6. Схематичне зображення етапів зміни структури сталей під час деградації на переходах між зонами базової залежності на рис. 3. Fig. 6. Schematic representation of structural change stages, caused by degradation in the transitions between zones of the basic dependence in Fig. 3. Стрімкіший загин базових залежностей на рис. 3 донизу пов’язаний спо- чатку з коагуляцією карбідів вже на межах зерен (зона ІІ), а потім – з їх деко- гезією від матриці та заповненням утворених порожнин воднем (зона ІІІ). За допомогою електронної мікроскопії у металі, стан якого відповідає зоні ІІІ, виявлено перші мікропори діаметром 0,05…0,1 µm, сумірні з розмірами кар- бідів. На цьому етапі експлуатації, попри існування мікропорожнин вздовж меж зерен, метал все ще зберігає високий рівень роботоздатності. Однак з переходом до зони ІV в металі ньому починають руйнуватися перетинки між сусідніми мікропорожнинами з утворенням міжзеренних мікротріщин, ріст яких інтенсифікує накопичений у порожнинах водень. За наведеною на рис. 6b схемою критичний стан деградованого металу досягається, коли порушується зв’язок окремих зерен зі суміжними зернами. Тоді з огляду на здатність металу витримувати механічні навантаження дег- радований до критичного рівня метал можна порівняти з таким, у якому є по- рожнини завбільшки з розмір зерна. Проте фактично це міжзеренні тріщини і об’єм між їх берегами на поряд- ки менший за об’єм самого зерна. Це важливо, оскільки в тріщинах легше, ніж у порожнинах, сумірних з розміром зерна, досягається вищий тиск водню внаслідок його молізації, який додатково полегшуватиме руйнування. І якщо в межах зони ІІІ виникають розпорошені у робочому перерізі труби пошкоди, розміри яких сумірні з розмірами карбідів (рис.7а), то в межах зони ІV – роз- міри цих пошкод зростають до розміру зерна. І хоч метал не втрачає суціль- ності, але насправді у робочому перерізі деталі, який визначає її тримку здат- ність, є значна кількість хаотично розташованих зерен, які не зв’язані зі сусід- німи зернами. Це не означає, що за досягнення металом критичного рівня (пе- рехід в зону ІV) елемент конструкції втрачає тримку здатність. Однак під час подальшої експлуатації імовірність його руйнування постійно зростатиме, ос- кільки все більше зерен втрачатимуть зв’язок зі суміжними зернами і густина дефектів завбільшки із зерно також зростатиме. Цьому сприятимуть і водень, накопичений у дефектах, і зупинки технологічного процесу, які спричиняти- муть термічні напруження, що звикло перевищують робочі. 52 Рис. 7. Мікропорожнини на межах зерен сталі 12Х1МФ, стан якої відповідає зоні ІІІ базової залежності (a), та міжзеренні елементи руйнування сталі 15Х1М1Ф, стан якої відповідає зоні ІV (b) на рис. 3. Fig. 7. Microvoids at the grain boundaries in 12Х1МФ steel, which state corresponds to zone III of the basic curve (a) and intergranular fracture elements of 15Х1М1Ф steel, which state corresponds to zone IV (b) in Fig. 3. Фрактографічні дослідження зламів сталі 15Х1М1Ф з блока 2, випробу- ваних на ЦТ, підтверджують те, що розміри дефектів у металі, який за своїм станом потрапляє до зони ІV, сумірні з розмірами зерен (рис. 7b). Зокрема, на фоні типового для втоми крізьзеренного руйнування хаотично розкидані ді- лянки міжзеренного руйнування. На нашу думку, це власне ті зерна, вздовж меж яких відбулося злиття мікропрожнин, де під час тривалої експлуатації накопичився абсорбований металом водень. Таким чином металографічні та фрактографічні дослідження дали змогу підтвердити припущення про послі- довність накопичення пошкод в теплотривких сталях внаслідок їх експлуата- ції в маневровому режимі. ВИСНОВКИ Запропоновано підхід для врахування впливу зупинок блоків ТЕС на тех- нічний стан деградованого в експлуатаційних умовах металу парогонів за ме- ханічним (ефективний поріг циклічної тріщиностійкості ∆Kth eff) і технологіч- ним (ефективна тривалість експлуатації τeff, що відтворює інтенсифікуваль- ний вплив зупинок технологічного процесу на деградацію сталей) показника- ми. За результатами випроб на циклічну тріщиностійкість сталей 12Х1МФ та 15Х1М1Ф після різної історії їх експлуатації побудовано базові залежності ∆Kth eff – τeff. На основі моделювання деградації в лабораторних умовах об- ґрунтовано критичний стан експлуатованого металу. Показано, що попри ліпші показники роботоздатності сталі 15Х1М1Ф у вихідному стані стабіль- ність її механічних властивостей (зокрема, ефективного порога ЦТ) є гірша і вона швидше втрачає свою здатність чинити опір поширенню тріщин, ніж сталь 12Х1МФ. Розкрито етапність структурних змін та накопичення пошкод у теплотривких сталях, проаналізовано їх зв’язок з базовими залежностями та показано, що критична деградація металу досягається, коли утворені на межах зерен порожнини (внаслідок декогезії вздовж меж карбідів з матрицею під впливом абсорбованого металом водню) зливаються, утворюючи в металі хаотично розпорошені дефекти, сумірні з розмірами зерен. РЕЗЮМЕ. Предложен поход для учета влияния остановок блоков ТЭС на техничес- кое состояние деградированного в эксплуатационных условиях металла паропроводов по- средством использования механического (эффективный порог циклической трещиностой- кости ∆Kth eff) и технологического (эффективная длительность эксплуатации τeff, отражаю- щая интенсифицирующее влияние остановок технологического процесса на деградацию 53 сталей) показателей. На основании результатов испытаний на циклическую трещиностой- кость сталей 12Х1МФ и 15Х1М1Ф после различной истории их эксплуатации построены базовые зависимости ∆Kth eff – τeff. Критическое состояние эксплуатированного металла обосновано на базе моделирования деградации в лабораторных условиях. Продемонстри- ровано, что базовые зависимости можно использовать для определения текущего техни- ческого состояния металла после его длительной эксплуатации без механических испыта- ний. Описаны этапы структурных изменений и накопления повреждений в теплостойких сталях. Также проанализирована их связь с базовыми зависимостями и показано, что критический уровень деградации достигается, когда поры, образованные вдоль границ зе- рен из-за декогезии вдоль границ раздела карбид – матрица, под влиянием абсорбирован- ного металлом водорода объединяются между собой, образуя в металле хаотически рас- положенные дефекты соизмеримые с размерами зерен. SUMMARY. The approach to consideration of the influence of thermal power generating units shut-downs on technical state of in-service degraded metal of steam pipelines using mechanical (the effective threshold of fatigue crack growth resistance ∆Kth eff) and technological (the effective service time τeff, which represent the intensifying effect of shut-downs on steel degradation) parameters is proposed. Based on mechanical tests results (fatigue crack growth resistance) of 12Х1МФ and 15Х1М1Ф steels and the analysis of service history data the basic curves ∆Kth eff – τeff were built. Based on simulation of metal degradation in- laboratory conditions, the critical state of exploited metal was grounded. Basic curves can be used for determination of the current metal state after long-term service without mechanical testing. Stages of structural changes and damages accumulation in heat-resistant steels are described. Relation of these stages to basic curves is analyzed. It is shown, that the critical level of degradation is reached when microvoids, formed along the grain boundaries due to decohesion between carbide and metal matrix, are joining together under the effect of absorbed hydrogen, forming in the metal the chaotically located defects of a grain size. 1. Забара Ю. Вихід завжди є // Обрій ПІБ. [Електронний ресурс] – 2002. – № 24 (82). – Режим доступу: http://www.obriy.pib.com.ua/ 2. Вігак В. М. Оптимальне управління нестаціонарними температурними режимами. – К.: Наук. думка, 1979. – 360 с. 3. Panasyuk V. V. Strength and Fracture of Solids with Cracks. – Lviv: NASU, Karpenko Physico-Mechanical Institute, 2002. – 468 p. 4. Крутасова Е. И. Надежность металла энергетического оборудования. – М.: Энерго- издат, 1981. – 240 с. 5. Березина Т. Г. Структурный метод определения остаточного ресурса длительно рабо- тающих паропроводов // Теплоэнергетик. – 1986. – № 3. – С. 53–56. 6. Вплив експлуатаційної пошкодженості паропровідної сталі 12Х1МФ на характеристи- ки її тріщиностійкості / О. М. Романів, Г. М. Никифорчин, О. З. Студент та ін. // Фiз.- хiм. механiка матерiалiв. – 1998. – № 1. – С. 101–104. (Effect of damage in service of 12Kh1MF steam-pipe steel on its crack resistance characte- ristics / O. M. Romaniv, H. M. Nykyforchyn, I. R. Dzioba, O. Z. Student, B. P. Lonyuk // Materials Science. – 1998. – 34, № 1. – P. 110–114.) 7. Вайнман А. Б., Мелехов Р. К., Смиян О. Д. Водородное охрупчивание элементов кот- лов высокого давления. – К.: Наук. думка, 1990. – 272 с. 8. Ускорение процессов самодиффузии в металлах под влиянием растворенного водоро- да / В. М. Сидоренко, В. В. Федоров, Я. В. Барабаш, В. И. Похмурский // Физ.-хим. ме- ханика материалов. – 1977. – № 6. – С. 27–30. (Acceleration of self-diffusion processes in metals under the influence of dissolved hydrogen / V. M. Sidorenko, V. V. Fedorov, L. V. Barabash, and V. I. Pokhmurskii // Materials Science. – 1978. – 13, № 6. – P. 607–610.) 9. Похмурский В. И., Федоров В. В. Вплив водню на дифузійні процеси в металах. – Львів: Еней, 1998. – 207 с. 10. Студент О. З. Особливості впливу водню на порогові характеристики циклічної трі- щиностійкості конструкційних сталей // Машинознавство. – 1999. – № 2. – С. 17–23. 11. Студент О. З. Вплив водню на механічні властивості реакторної сталі 15Х2МФА // Там же. – 1999. – № 4. – С. 23–29. 54 12. ДНАОП 0.00-1.11-98. Про затвердження Правил будови і безпечної експлуатації тру- бопроводів пари та гарячої води. [Електронний ресурс]. – 224 c. – Режим доступу: http://www.licasoft.com.ua/ 13. Студент О. З., Лонюк Б. П. Методика швидкісного високотемпературного старіння сталей // Фiз.-хiм. механiка матерiалiв. – 1997. – № 6. – С. 111–112. (Student O. Z. and Loniuk B. P., A method for fast high-temperature aging of steels // Materials Science. – 1997. – 33, № 6. – С. 865–866.) 14. Романив О. Н., Никифорчин Г. Н., Андрусив Б. Н. Эффект закрытия трещин и оценка цик- лической трещиностойкости конструкционных сплавов // Там же. – 1983. – № 3. – С. 47–61. (Romaniv O. N., Nikiforchin G. N., and Andrusiv B. N., Effect of crack closure and evalua- tion of the cyclic crack resistance of constructional alloys // Materials Science. – 1983. – 19, № 3. – P. 212–225). 15. Student O. Z. An accelerated method of hydrogen degradation of structural steels by thermocycling // Там же. – 1998. – 34, № 4. – С. 45–52. (Student O. Z., Accelerated method for hydrogen degradation of structural steel // Material Science. – 1998. – 34, № 4. – P. 497–507.) 16. Застосування підходів механіки руйнування до оцінки водневої деградації сталей наф- то- та паропроводів / В. В. Панасюк, Г. М. Никифорчин, О. З. Студент, З. В. Слободян // Механіка і фізика руйнування будівельних матеріалів та конструкцій / За заг. ред. О. Є. Андрейківа, Й. Й. Лучка, В. В. Божидарника. – Львів: Каменяр, 2002. – С. 537–546. 17. Образование межкристаллитных трещин в экранных трубах котлов ТЭС / Р. К. Меле- хов, А. М. Круцан, А. В. Василик, И. И. Василенко // Физ.-хим. механика материалов. – 1985. – № 5. – С. 92–96. (Formation of intergranular cracks in the water-wall tubes of thermal electric power station boilers / R. K. Melekhov, A. M. Krutsan, A. V. Vasilik, and I. I. Vasilenko // Materials Science. – 1985. – 21, № 5. – P. 483–487). 18. Студент О. З., Кречковська Г. В. Оцінка технічного стану металу парогонів з ураху- ванням впливу зупинок в експлуатації блоків ТЕС // Проблеми ресурсу і безпеки екс- плуатації конструкцій, споруд та машин. – К.: ІЕЗ НАНУ, 2006. – С. 563–566. 19. Оцінювання роботоздатності металу головних парогонів ТЕС з урахуванням впливу зупинок-пусків технологічного процесу // Там же. – К.: ІЕЗ НАНУ, 2009. – С. 670–676. 20. СОУ 40.3-0013044-20:2010. Настанова. Оцінювання технічного стану металу прямих ділянок головних парогонів ТЕС. Вплив зупинок технологічного процесу на зміну тех- нічного стану експлуатованого металу. Типова інструкція. – Львів: ДП “ЛКБ” і ФМІ НАНУ, 2010. – 52 с. 21. Студент О. З. Особливості впливу водню на порогові характеристики циклічної трі- щиностійкості конструкційних сталей // Машинознавство. – 1999. – № 2. – С. 17–23. 22. Кречковська Г. В. Структурні зміни в експлуатованій на головному парогоні ТЕС сталі 15Х1М1Ф, пов’язані з зупинками технологічного процесу // Металлофизика и новей- шие технологии. – K.: Ін-т металофізики НАН України, 2008. – C. 701–711. 23. Effect of high-temperature degradation of heat-resistant steel on mechanical and fractographic peculiarities of fatigue crack growth / O. Z. Student, W. Dudziński, H. M. Nyky- forchyn, and A. Kamińska // Фіз.-хiм. механiка матерiалiв. – 1999. – 34, № 4. – С. 49–58. (Effect of high-temperature degradation of heat-resistant steel on the mechanical and fracto- graphic characteristics of fatigue crack growth / O. Z. Student, W. Dudziński, H. M. Nyky- forchyn, and A. Kamińska // Materials Science. – 1999. – 35, № 4. – P. 499–508. 24. Балицький О. І., Ріпей І. В., Процах Х. А. Деградація вилитих елементів парових турбін ТЕС зі сталі 20ХМФЛ під час тривалої експлуатації // Там же. – 2005. – 41, № 3. – С. 123–125. (Balyts’kyi O., Ripei I. V., and Protsakh Kh. A., Degradation of the cast elements of steam turbines of thermal power plants made of 20KhMFL steel in the course of long-term operation // Materials Science. – 2005. – 41, № 3. – P. 423–426.) 25. Ваlitskii А. І. and Panasyuk V. V. Workability assessment of structural steels of power plant units in hydrogen environment // Strength of Materials. – 2009. – 41, № 1. – P. 52–57. 26. A combined applied mechanical material science approach toward quantifying the role of hydrogen on material degradation / P. Sofronis, M. Dadfarnia, P. Novak et al. // Proc. of 12th Int. Conf. on Fracture, ICF12. – Ottawa, Canada, 2009. – CD-Rom, Paper T19.006. Одержано 12.01.2010

Оцінювання впливу зупинок технологічного процесу на зміну технічного стану металу головних парогонів ТЕС

Institution

Ähnliche Einträge