Aktuelle Sicht der Lebensdauerüberwachung der HT … einen Spannungserhöhungsfaktor t = 2,0 unterstellte, wird nach EN 12952-3 [4] ein

Aktuelle Sicht der Lebensdauerüberwachung der HT-/HD-Rohrleitungssysteme in konventionellen Kraftwerken

Dr. Paschalis Grammenoudis, TECHNIP Germany GmbH, Düsseldorf Dr. Jochen Weber, BHR Hochdruck-Rohrleitungsbau GmbH, Essen

1 Einleitung

Die Lebensdauerüberwachung der HT-/HD-Rohrleitungssysteme in konventionellen Kraft-

werken spielt eine wichtige Rolle. Es gibt zum einen eine große Anzahl thermischer Kraftwerke

in Deutschland, die ihre ursprünglich projektierte Lebensdauer erreicht hat und für den wei-

teren Betrieb einer Überwachung bedarf. Zum anderen weisen die aktuellen Kraftwerksneu-

bauten deutlich höhere Dampfparameter auf und besitzen eine geringere Auslegungsreserve.

Der Trend der zukünftigen Kraftwerksprojekte geht dahin, einerseits diese Parameter weiter zu

steigern um einen noch höheren Wirkungsgrad zu erzielen, und andererseits mittels neuer

Dimensionierungskonzepte bisher vorhandene Konservativitäten in der Auslegung abzu-

bauen. Eine permanente Überwachung der im Hochtemperaturbereich betriebenen Rohrlei-

tungskomponenten ist daher zum Erhalt der Betriebssicherheit und zum frühzeitigen Erkennen

sich anbahnender Schäden unerlässlich.

Hintergrund der Überwachungsmaßnahmen ist die begrenzte Lebensdauer dieser Kompo-

nenten aufgrund der Zeitstandbeanspruchung infolge Druckbeanspruchung bei hohen Tem-

peraturen und der Lastwechselbeanspruchung infolge Druck- und Temperaturänderungen bei

An- und Abfahrten. Die Auswirkungen der Zeitstand- und Lastwechselerschöpfung werden

rechnerisch über den Erschöpfungsgrad quantifiziert.

Der Beitrag behandelt auch aktuelle Probleme, wie den Wechsel der Berechnungsgrundlage

für die Wechselerschöpfung (alt TRD 301 [2] / TRD 508 [3], neu DIN EN 12952 [4]) sowie die

abgeminderten Zeitstandfestigkeitskennwerte für Schweißnähte und deren Bewertung.

Abschließend wird auf die in konventionellen Kraftwerken realisierte Betriebs- und Lebens-

dauerüberwachung eingegangen. Tabelle 1.1 enthält eine Übersicht der Rohrleitungssysteme

mit ihren typischen Betriebsparametern (Druck und Temperatur) und die eingesetzten Werk-

stoffe der aktuellen Kraftwerksgeneration.

26. FDBR-Fachtagung Rohrleitungstechnik

1

Tabelle 1.1 Leitungssysteme, Parameter und Werkstoffe

System

KKS Beschreibung

Druck

PS

Temperatur

TS Werkstoff

LAB Speisewasser-Druckleitung 530 bar 400 bar

235°C 325°C

15NiCuMoNb5-6-4 (1.6368)

LBA Frischdampfleitung 310 bar 610°C X10CrWMoVNb9-2 (1.4901)

LBB Heiße Zwischenüberhit-zer-Leitung

75 bar 630°C X10CrWMoVNb9-2 (1.4901)

LBC Kalte Zwischenüberhit-zer-Leitung

85 bar 415°C 16Mo3 (1.5415)

2 Lebensdauerberechnung

2.1 Allgemeines zur Berechnung von Erschöpfungsgrad / Restlebensdauer

Die Berechnung des Erschöpfungsgrades bzw. der Restlebensdauer ist entsprechend Be-

triebssicherheitsverordnung [1] eine Pflicht, die der Anlagenbetreiber gegenüber der ZÜS zu

erfüllen hat. Die beiden Anteile Zeitstanderschöpfung und Wechselerschöpfung werden ge-

trennt berechnet und zum Gesamterschöpfungsgrad addiert – lineare Schadensakkumulation

– obwohl neuere Forschungsergebnisse zeigen, dass dieses Vorgehen nicht in jedem Falle

konservativ ist. Nach Erreichen von 50% Wechselerschöpfung oder 60% Gesamterschöpfung

in der Berechnung sind Maßnahmen wie z.B. gezielte Werkstoffuntersuchungen gefordert, um

die weitere Betriebssicherheit zu gewährleisten.

2.2 Zeitstanderschöpfung

2.2.1 Allgemeines

Die Lebensdauer von Komponenten, die im Zeitstandbereich betrieben werden ist selbst unter

statischer Beanspruchung begrenzt. In Bauteilen aus Stahl tritt oberhalb bestimmter Tempe-

raturen aufgrund von thermisch induzierten Veränderungen im Gefüge Zeitstanderschöpfung

auf. Für die, in den derzeit im Bau befindlichen Kraftwerken zum Einsatz kommenden

ferritisch-martensitischen Stähle, beginnt der Zeitstandbereich bei Temperaturen oberhalb ca.

525°C.

Bei der Dimensionierung ist schon zu erkennen, ob für das betreffende Bauteil die Zeit-

standfestigkeit für die Auslegung maßgeblich ist. Ist das der Fall, muss das Bauteil hinsichtlich

seiner Zeitstanderschöpfung überwacht werden.

Man spricht in diesem Fall auch von einer maßgeblichen Auslegungsspannung oberhalb der

„Schnittpunkttemperatur“, Bild 2.1 zeigt das am Beispiel des Werkstoffs 10CrMo9-10


2

(1.7380). Bild 2.2 zeigt den Verlauf für den Werkstoff X10CrWMoVNb9-2 (1.4901). Eine

„Schnittpunkttemperatur“ ist hier nicht wirklich zu erkennen, da unterhalb von 520°C keine

experimentell ermittelten Zeitstandfestigkeitskennwerte vorliegen. Allerdings wird dieser

Werkstoff unterhalb von 520°C allein schon aus Kostengründen nicht eingesetzt.

Zeitstanderschöpfung tritt natürlich auch unterhalb der „Schnittpunkttemperatur“ auf, ist im

Normalfall dann jedoch nicht entscheidend für die Bauteillebensdauer.

Bild 2.1 Auslegungsspannung in Abhängigkeit von der Temperatur für den Werkstoff 10CrMo9-10 (1.7380)

Bild 2.2 Auslegungsspannung in Abhängigkeit von der Temperatur für den Werkstoff X10CrWMoVNb9-2 (1.4901)

0 50 100 150 200 250 300 350 400 450 500 550 6000

50

100

150

200

Streckgrenze / 1,5

Zeitstandfestigkeit 200.000 h / 1,25

Temperatur in °C

Sp

annu

ng

in

MP

a

0 50 100 150 200 250 300 350 400 450 500 550 600 6500

75

150

225

300

Streckgrenze / 1,5

Zeitstandfestigkeit 200.000 h / 1,25

Temperatur in °C

Span

nung in M

Pa


3

Die Berechnung der Anteile der Zeitstanderschöpfung erfolgt nach der Robinson-Regel. Aus

den Aufzeichnungen der Betriebsdrücke werden die Bauteilspannungen berechnet und den

ebenfalls aufgezeichneten Betriebstemperaturen zugeordnet. Drücke und Temperaturen

werden zum Zwecke der Berechnung entweder klassiert oder mittels eines Toleranzbandfilters

bearbeitet. Durch Division der unter diesen Bedingungen verfahrenen Betriebszeit durch die

theoretisch mögliche Betriebszeit bei der berechneten Spannung und der gemessenen

Temperatur ergibt sich der anteilige Lebensdauerverbauch.

2.2.2 Besondere Problematik der Rundnähte im Zeitstandbereich

Die Zeitstandfestigkeitskennwerte von Schweißverbindungen an ferritisch-martensitischen

Stählen liegen oberhalb bestimmter, werkstoffspezifischer Temperaturen unter denen der

jeweiligen Grundwerkstoffe. Untersucht wurde dieses Phänomen erstmals intensiv am Werk-

stoff X10CrMoVNb9-1 (1.4903). Unter anderem aufgrund dieser Erkenntnisse besteht die

Forderung, an „vollbeanspruchten Schweißnähten“ einen zusätzlichen Abminderungsfaktor

von 0,8 zu berücksichtigen, falls nicht herstellerspezifische Kennwerte vorliegen. Rundnähte in

Behältern und Rohrleitungen sind jedoch durch den Innendruck in ihrer Festigkeit nur zu ca.

50% ausgenutzt, so dass sie davon zunächst nicht betroffen sind. Obwohl die zitierten Re-

gelwerke [4], [5] und [6] die Abminderung von Festigkeitskennwerten für Rundnähte mehr oder

weniger explizit ausschließen, wird sie aufgrund entsprechender Formulierungen einerseits in

VdTÜV-Kennblättern für Schweißzusätze [7], andererseits in der Verbändevereinbarung

1996/01 [8] gefordert.

Die Konsequenz aus dieser Forderung ist, dass bereits bei der Rohrsystemanalyse die Lage

der Rundnähte bekannt sein muss, da es unmöglich ist, die geforderte Abminderung der

ohnehin schon niedrigen zulässigen Spannungen im gesamten System pauschal zu berück-

sichtigen.

Aktuell ist eine heiße Diskussion bezüglich dieser Forderung entbrannt. Gegenstand der

Diskussion ist die Frage, ob angesichts einer Spannungsverteilung wie sie Bild 2.3 zeigt, die

Forderung nach Abminderung berechtigt ist. Bild 2.3 zeigt nach Überlagerung der Axial-

spannung aus Innendruck mit der Biegespannung infolge Momenten, also der Komponenten

senkrecht zur Naht, in einer Rundnaht einer HZÜ-Rohrleitung (System LBB) relativ klar, dass

es sich hier nicht um eine „vollbeanspruchte Schweißnaht“ handelt. Der Flächenanteil der

Naht, der eine Spannungsausnutzung über 80% aufweist, beträgt ca. 10%.


4

Bild 2.3 Verteilung der Axialspannung in einer Rundnaht einer HZÜ-Leitung (Spannungs-komponente senkrecht zur Schweißnaht)

FDBR und VGB werden hierzu ein Forschungsvorhaben beginnen mit dem Ziel, die Span-

nungsbegrenzung in Rundnähten nicht pauschal, sondern abhängig von der vorliegenden

Verteilung der Spannungen über den Querschnitt festzulegen. In diesem Zusammenhang

muss natürlich auch die Frage eines eventuell erforderlichen spezifischen Überwachungs-

konzepts für Rundnähte an diesen Werkstoffen mit entsprechender Beanspruchung erörtert

und gegebenenfalls ein solches Konzept entwickelt werden.

400 350 300 250 200 150 100 50 0 50 100 150 200 250 300 350 40010

5

0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

50

zul. Spannung (80%) bei 628°C

berechnete Spannung

Rohrradius in mm

Span

nungen

in M

Pa

.


5

2.3 Wechselerschöpfung

2.3.1 Allgemeines

Neben den Beanspruchungen aus statischem Druck und dynamischen Lasten infolge Druck-

stoss usw. unterliegen speziell dickwandige Bauteile bei Lastwechseln Beanspruchungen, die

zu niederzyklischer Ermüdung (Low Cycle Fatigue – LCF) führen. Infolge von Änderungen des

Drucks, insbesondere aber der Temperatur werden in der Bauteilwand Spannungen induziert,

die z.T. oberhalb der Streckgrenze liegen und damit einen wesentlichen Einfluss auf die

Bauteillebensdauer haben. Bei der Planung von dickwandigen Rohrleitungen muss daher die

geforderte Anzahl von An- und Abfahrvorgängen und anderer wesentlicher Lastwechsel sowie

die dabei geforderte Laständerungsgeschwindigkeit (Druck- und Temperaturänderung) be-

kannt sein und berücksichtigt werden. Das kritischste System bezüglich niederzyklischer

Ermüdung ist das Frischdampfsystem LBA, da hier natürlich die dickwandigsten Bauteile zu

finden sind und die Wanddicke e in die Berechnung der Wärmespannungen quadratisch

eingeht, siehe folgende Gleichung.

Schnelle An- und Abfahrvorgänge sind weniger das Problem der aktuellen Generation der

600°C-Kohlekraftwerke als vielmehr das von neuen GuD-Anlagen, bei denen sehr schnelle

Anfahrgeschwindigkeiten gefordert werden und deren Dampftemperaturen mittlerweile

ebenfalls bis fast 600°C vordringen.

Im Rahmen der Anlagenplanung werden Lastwechselszenarien vorgegeben und die Kom-

ponenten daraufhin überprüft, ob sie die spezifizierten Lastwechsel (Art und Häufigkeit) er-

tragen. Da die im realen Betrieb auftretenden Lastwechsel von den vorab spezifizierten ab-

weichen können, erfolgt eine Berechnung der Wechselerschöpfung nach Betriebsaufzeich-

nungen. Aus diesen Aufzeichnungen werden vorzugsweise mittels der Rain-Flow-Zähl-

methode geschlossene Lastzyklen ermittelt und bewertet. Bild 2.4 zeigt die werkstoffmecha-

nische Grundlage der Rain-Flow-Zählmethode, das Masing- und Memory-Verhalten. Berück-

sichtigt werden die Komponenten, in denen aufgrund ihrer Geometrie und / oder dem Vor-

handensein von Schweißnähten Spannungskonzentrationen auftreten, also z.B. alle

T-Stücke, Kugelformstücke, usw..


6

Bild 2.4 Masing- und Memory-Verhalten des Werkstoffs als Grundlage der Lastwechselzäh-

lung nach der Rain-Flow-Methode (Quelle: FDBR-Handbuch Festigkeitsberechnung)

Den erschöpfungsrelevanten Anteil der Spannung infolge Druckänderungen erhält man durch

Multiplikation der Spannungsschwingbreite der ungestörten Zylinder- oder Kugelschale mit

einem Spannungskonzentrationsfaktor m für T-Stücke bzw. sp für Kugelformstücke. Diese

können den Diagrammen bzw. Gleichungen der DIN EN 12952-3 [4] entnommen werden, oder

z.B. mittels einer Finite-Elemente-Analyse bestimmt werden. Die Spannungskonzentrations-

faktoren sind stark abhängig von Durchmessern und Wanddicken bzw. dem Verhältnis zwi-

schen diesen. m liegt für dickwandige Komponenten bei Werten von ca. 2,5 … 5,0 und kann

bei dünnwandigen Komponenten durchaus bis 8,0 ansteigen. sp bewegt sich zwischen 1,8

und 9,0 (dünnwandig bis 12,0). Für andere Nahtausführungen als im Bild 2.5 dargestellt,

werden Zuschläge oder Abschläge in der Größenordnung von +/- 10% in Ansatz gebracht. Für

Nahtformen mit Restspalt muß der Spannungskonzentrationsfaktor um 60% erhöht werden,

damit verbietet sich diese Ausführung für die hier betrachteten Rohrleitungen von selbst.

Zusätzlich muss zur Bewertung der thermischen Spannungen – Spannungen infolge von

Temperaturgradienten in der Bauteilwand – ein Spannungskonzentrationsfaktor t berück-

sichtigt werden, der unabhängig von der Ausführung der Stutzenschweißnaht ist.


7

Bild 2.5 Typische Schweißnaht am Abzweig von T-Stücken (Quelle DIN EN 12952-3) [4]

Ausführung: Wurzel durch WIG-Schweißen hergestellt, ausgearbeitet oder über-

schliffen, ohne Restspalt!

Für jeden in der Lastwechselzählung (Rain-Flow) erkannten Lastwechsel wird – direkt oder

nach Klassierung – aus den Ermüdungskurven (Bild 2.6) die zulässige Lastwechselzahl Ni al

unter Berücksichtigung eines Lastwechsel-Sicherheitsbeiwertes von SL = 10 ermittelt. Die

Berechnung der Anteile der Wechselerschöpfung erfolgt nach der Miner-Regel, die sich, wenn

man die Lastwechsel klassiert, wie folgt aufschreiben lässt.

Bild 2.6 Wöhlerlinien des Ermüdungswiderstands ohne Sicherheitsbeiwert

(Quelle DIN EN 12952-3 [4])


8

2.3.2 Vergleich der Berechnung nach TRD 301, Anlage 1 vs. DIN EN 12952-3

(Berechnung zulässiger Lastzyklen)

Die Berechnung erfolgte bis vor einigen Jahren nach den Technischen Regeln für Dampf-

kessel – TRD [2], jetzt nach der europäischen Norm DIN EN 12952-3 [4].

Die Spannungskonzentrationsfaktoren für die aus Druckänderungen resultierenden Span-

nungen, m für T-Stücke bzw. sp für Kugelformstücke, sind in [4] im Vergleich zu [2] geändert

und sind z.T deutlich höher.

Andererseits wurden die in der TRD bekanntermaßen enthaltenen Konservativitäten bezüglich

der Bewertung der thermischen Spannungen mittels geänderter Berechnungsansätze in [4]

entfernt, Berechnungsergebnisse lassen jedoch teilweise den Verdacht aufkommen, dass

man jetzt Ergebnisse erhält, die nicht konservativ sind, wie die Beispiele in Tabelle 2.1 zeigen.

Während die TRD 301, Anlage 1 [2] zur Bewertung der thermischen Spannungen konservativ

immer einen Spannungserhöhungsfaktor t = 2,0 unterstellte, wird nach EN 12952-3 [4] ein t

zwischen <1,0 und 2,0 gemäß Bild 2.7 bzw. der zugehörigen Gleichung angewendet.

Tabelle 2.1 Beispiele für Berechnung der zulässigen Lastzyklenzahl (Wechselerschöpfung)

No.

Zylinder = Z Kugel = K4)

Skf t TRD

Skf t für h = 1000 EN 12952-3

zul. Lastzyklen TRD (SD = 2,0)

zul. Lastzyklen EN 12952-3 (SL=10 bzw. Ss=1,5)

00) dos 1600x56 Z / dob 108x8

2,0 1,6917

10276 17640

9355 16897

11) li 225x108 Z /

li 175x105 2,0

0,8953

18 1100

45 1333

22) li 225x54 Z / li 175x52,5

2,0 0,8957

966 11946

1163 15408

33) li 225x27 Z / li 175x26,25

2,0 0,8970

3724 21320

4038 26945

41) li 225x54 Z / li 10x20

2,0 1,6596

8751 14903

11459 22379

51) li 430x135 K /

li 225x125 1,5

0,9633 4 36

37 217

61) li 430x65 K / li 225x60

1,5 0,9931

7376 28564

13363 108253

73) li 430x32 K / li 225x30

1,5 1,0114

4273 12007

4921 13276

81) li 430x65 K / li 10x20

1,5 1,7897

7376 4745

17532 8925


9

0) Beispiel aus EN 12952-3, Tabelle C.1, Spannungskonzentrationsfaktor t für h = 3000

1) Temperaturänderungsgeschwindigkeiten: +10 / -2 K/min 2) Temperaturänderungsgeschwindigkeiten: +20 / -4 K/min 3) Temperaturänderungsgeschwindigkeiten: +50 / -10 K/min 4) Spannungskonzentrationsfaktor sp für Kugel aus Diagramm (Bild 13.4-7 a) abgelesen, da

keine Gleichungen in EN 12952-3 vorhanden (auch im Entwurf 2008 nicht). Die Gleichungen

für die Spannungen aus Innendruck wurden für die Kugel angepasst, da auch sie in der Norm

(Anhang C) nicht explizit vorhanden sind.

Die Beispiele in der Tabelle 2.1 (mit Ausnahme 0) basieren auf folgenden Daten:

Werkstoff: X10CrMoVNb9-1 (1.4903) DIN EN 10216-2

Druck: 0 … 120 bar

Temperatur: 20 … 540°C

Bild 2.7 Bestimmung des Spannungserhöhungsfaktors t mittels Diagramm oder Gleichung

Bild 2.7 zeigt die Spannungserhöhungsfaktoren t in Abhängigkeit vom Verhältnis z der

Durchmesser Abzweig zu Grundkörper für Wärmeübergangskoeffizienten h = 1000

für

Dampf, h = 3000

für Wasser sowie unter der Annahme, dass die nachfolgend angege-

bene Bestimmungsgleichung allgemeingültig ist, für h = 0 und h = .

0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 10.6

0.7

0.8

0.9

1

1.1

1.2

1.3

1.4

1.5

1.6

1.7

1.8

1.9

2

t h0 z

t hd z

t hw z

t hx z

z

.


10

Bild 2.8 zeigt die Ermüdungskurven, wie sie in verschiedenen Regelwerken verwendet wer-

den. Auffällig ist, dass die Ermüdungskurven nach TRD mit einer Lastwechselsicherheit von SL

= 2,0 deutlich niedriger liegt, als die Kurve nach EN 12952-3 mit einer Lastwechselsicherheit

SL = 10. Die Kurve nach AD 2000 mit einer Lastwechselsicherheit SL = 1,0 hingegen ist bis zu

einer Lastwechselzahl <1000 deckungsgleich mit der EN 12952-3-Kurve und sinkt bei höheren

Lastwechselzahlen deutlich ab. Die Lastwechselkurve nach EN 12952-3 ist offensichtlich die

am wenigsten konservative Kurve. Andererseits ist die nach EN 12952-3 berechnete Span-

nung 2faL mit 916,8 MPa für das dargestellte Berechnungsbeispiel auch deutlich größer, als die

nach TRD berechnete Spannung 2 a mit 713,3 MPa. Es stellt sich somit die Frage: welche

Kombination aus berechneter Spannung und anzuwendender Ermüdungskurve liefert das

zutreffendste Resultat?

Bild 2.8 Vergleich der Ermüdungskurven TRD 301, Anlage 1 [2] / DIN EN 12952-3 [4] / AD

2000-Merkblatt S2 [9]

zdmb

dms

t h z( ) 2h 2700

h 1700z

h

h 1700e

7 z1

2

0.81z2

100 1 103

1 104

1 105

1 106

1 107

100

1 103

1 104

EN 12952, Rm = 630 MPa, SL = 10

TRD, T = 443,8°C, SL = 2

EN 12952, 2faL

TRD, 2siga

AD 2000-S2, Rm = 630 MPa, SL = 1

Comparison TRD / EN 12952-3 / AD 2000-S2

Number of cycles unt il crack initiation

All

ow

able

alt

ernat

ing s

tres

s ra

nge

N/m

m2

.


11

Da im Rahmen der laufenden Überarbeitung von [4] keine Änderungen der Berechnungs-

gleichungen zur Beurteilung von Lastwechseln vorgesehen sind, wird derzeit über den FDBR

und die VGB ein Forschungsvorhaben initiiert, welches die widersprüchlichen Berechnungs-

ergebnisse der beiden Regelwerke analysieren und gegebenenfalls einen verbesserten Be-

rechnungsalgorithmus bereitstellen soll.

2.4 Überwachung von Rohrleitungen

Erste Ideen zur über den Umfang der TRD [2] und [3] hinausgehenden Überwachung von

Rohrleitungen gab es Ende der 1980er Jahre, erste praktische Umsetzungen erfolgten in den

1990er Jahren. Hintergrund waren in dieser Zeit gehäuft auftretende Zeitstandschäden spe-

ziell an Rohrbögen, die zunächst nicht zu erklären waren. Vermutet wurden überhöhte Lasten

aus dem Rohrleitungssystem, die zusätzliche Spannungen verursachen.

Es wurden zwei Ansätze verfolgt:

Berechnung des tatsächlichen Biegespannungsanteils aufgrund von Messungen und

Bewertung des Einflusses auf die Zeitstanderschöpfung

Messung von Bewegung und Lastabtragung und deren Kontrolle anhand festgelegter

Toleranzbänder; Sicherstellen, dass kein Einfluss auf die Lebensdauer der Rohrleitung

vorliegt

Die erstgenannte Variante scheint auf den ersten Blick die bessere zu sein, birgt jedoch bei der

Umsetzung eine Reihe von Problemen. Zunächst muss festgestellt werden, dass dieses

Konzept eigentlich nur erfolgreich angewendet werden kann, wenn abweichend vom Regel-

werk die von Mises-Vergleichsspannungen bewertet werden. Nur dann wirkt sich eine Än-

derung der Biegespannung (Axialspannung) in der zu bewertenden Vergleichsspannung aus.

Von Mises-Vergleichsspannung

(Gestaltänderungsenergie-Hypothese)

Die Gleichungen des Regelwerks für die Dimensionierung basieren auf der Tresca-Hypothese

(Schubspannungshypothese), d.h. es wird die Differenz der betragsmäßig größten Haupt-

spannungen bewertet.

Tresca-Vergleichsspannung

(Schubspannungshypothese)

Im Allgemeinen kann man von folgender Konstellation ausgehen:


12

Erste (größte) Hauptspannung = Umfangsspannung ,

Zweite (mittlere) Hauptspannung = Axialspannung , als Summe aus

Innendruck- und Biegespannung,

Dritte (kleinste) Hauptspannung = Radialspannung (innen = -p, außen =0).

Damit kann eine Änderung der Biegespannung (Axialspannung) und deren eventueller

Einfluss auf die Lebensdauer bei Anwendung der Schubspannungshypothese nicht berück-

sichtigt werden, da ist.

Bei der regelwerkskonformen Systemanalyse wird die Axialspannung kombiniert mit der Ra-

dialspannung bewertet. Ein Einfluss auf die Lebensdauer ließe sich damit nur dann berech-

nen, wenn die Axialspannung größer wäre, als die Umfangsspannung und dadurch zur ersten

Hauptspannung würde. Dies führt jedoch u.U. zur Überschreitung der Auslegungsspannung

[10] und damit zu deutlich reduzierter theoretischer Lebensdauer.

Unabhängig von der zugrunde gelegten Vergleichsspannungshypothese erfordert dieses

Konzept die permanente Neuberechnung des Rohrleitungssystems auf Basis möglichst voll-

ständiger Messung der Kräfte und Bewegungen, da diese als Randbedingungen benötigt

werden.

Die zweitgenannte Variante erfordert nur die Messung von Kräften und Bewegungen an ex-

ponierten Punkten [12], hier kann regelwerkskonform die Tresca-Hypothese angewendet

werden. Die Aussage der Überwachung beschränkt sich darauf, festzustellen, ob unzulässige

Abweichungen vom planmäßigen Betrieb vorliegen, die die Lebensdauer beeinflussen kön-

nen. Wenn dies der Fall ist, obliegt es dem Anlagenbetreiber, die Ursache der Abweichungen

zu identifizieren und abzustellen.

3 Betriebs- und Lebensdauerüberwachung

Das von Technip Germany GmbH vertriebene Betriebs- und Lebensdauerüberwachungs-

system besteht aus den zwei Komponenten

• Berechnung der Zeitstand- und Wechselerschöpfung (ConLife),

• Überwachung der Leitungsperformance durch Weg- und Kraftmessungen (MLM).

Die Berechnung des Zeitstand- und Wechselerschöpfungsgrades (Lebensdauerberechnung)

erfolgt auf der Basis von Temperatur- und Druckbeanspruchungen gemäß den Berech-

nungsregeln TRD 301 [2] / TRD 508 [3] bzw. DIN EN 12952 [4]. Die Materialanstrengung wird

durch die Tresca-Vergleichsspannung (Schubspannungshypothese) charakterisiert. Diese

Vorgehensweise ist dann berechtigt, wenn die Tresca-Spannung nicht durch Systemlasten


13

beeinflusst wird. Eine solche Beeinflussung ist ausgeschlossen, wenn in der Rohrleitung die

nach der FDBR-Richtlinie „Berechnung von Kraftwerksrohrleitungen“ [11] (Gleichung 10-5)

bzw. DIN EN 13480-3 [4] (Gleichung 12.3.5-1) maximal zulässige Spannung zu keinem

Zeitpunkt überschritten wird. Zur Kontrolle dieser Randbedingungen ist es notwendig die

Rohrleitung zu überwachen.

Im Rahmen des Betriebs- und Lebensdauerüberwachungssystems erfolgt diese Langzeit-

überwachung der Rohrleitungsperformance über Kraft- und Wegmessungen an ausgewählten

Leitungspunkten. Zur Erfassung von lokalen Dehnungen können zusätzlich Hochtempera-

tur-Dehnungsmessgeber (HT-DMS) an ausgewählten Komponenten appliziert werden. Damit

wird das Langzeitdehnverhalten der überwachten Komponente aufgenommen.

Bislang wurden die Kraftwerke Schkopau, Block A und B, Schwarze Pumpe, Block A und B,

Lippendorf, Block R und S, Cuno, Block A, und Niederaußem, Block K, mit dem Betriebs- und

Lebensdauerüberwachungssystem ausgerüstet. Aktuell werden das Kraftwerk Neurath, Block

F und G, Kraftwerk Boxberg, Block R, Kraftwerk Westfalen, Block D und E, Kraftwerk

Eemshaven, Block A und B und Kraftwerk Moorburg, Block A und B mit dem Betriebs- und

Lebensdauerüberwachungssystem ausgerüstet.

3.1 Lebensdauerberechnung (ConLife)

Kraftwerkskomponenten im Hochtemperaturbereich sind in ihrer Lebensdauer begrenzt. In

definierten Zeitabständen ist durch zerstörungsfreie Prüfung der Werkstoffzustand zu be-

stimmen, um beginnende Schäden zu erkennen. Zur Festlegung der Prüfzeitpunkte ist eine

Berechnung der theoretischen Erschöpfungsgrade erforderlich. Diese werden getrennt nach

Zeitstand- und Wechselerschöpfung bestimmt. Basis für derartige Berechnungen sind die

tatsächlichen Betriebsmessdaten. Voraussetzung dafür ist die lückenlose Aufzeichnung der

Betriebsbelastungen. Dadurch kann der Zeitpunkt erforderlicher Prüfungen optimiert werden.

Die Lebensdauerberechnung (betriebsbegleitende Ermittlung der Zeitstand- und Wechseler-

schöpfung) wird nach TRD 301 [2] / TRD 508 [3] bzw. DIN EN 12952 [4], auf Basis einer On-

line-Überwachung der ausgewählten Bauteile durchgeführt. Grundlage für die Berechnungen

sind die IST-Temperaturen, Drücke und Massenströme, die über die PI-Datenbank des

Kraftwerks bereitgestellt werden. Die Berechnungen werden mit IST-Durchmessern und

-Wanddicken durchgeführt.

In Bild 3.1 ist für eine Lebensdauerberechnung nach TRD 301/508 die Darstellung der Er-

schöpfungsgrade eines überwachten Überhitzersammlers in einem seit 2002 in Betrieb be-

findlichen Kohlekraftwerk gegeben. Zu sehen sind die Anteile, dich sich aus Zeitstand- und

Wechselerschöpfung ergeben, ebenso wie die Gesamterschöpfung, die sich aus der linearen


14

Schadensakkumulation ergibt. Sehr gut sind die Zuwächse der Wechselerschöpfung aus

Abfahren und erneutem Anfahren der Anlage zu erkennen.

Bild 3.1 Darstellung der Erschöpfungsgrade

3.2 Rohrleitungsüberwachung (MLM)

Die Rohrleitungsüberwachung basiert im Wesentlichen auf der messtechnischen Erfassung

von Rohrleitungsbewegungen und Lastabtragungen an ausgewählten Orten. Neben den

Betriebsparametern Druck und Temperatur sind diese Aufzeichnungen wichtige Hilfsmittel zur

Rohrleitungsbewertung.

Die Wegmessungen liefern repräsentative Informationen über die Rohrleitungsverschiebun-

gen bei unterschiedlichen Betriebszuständen (z.B. Teillast, Volllast, Umleitbetrieb, etc.) und

dienen damit der Kontrolle des ordnungsgemäßen Leitungsverhaltens. Hierzu werden an den

Stellen mit entsprechender Signifikanz - große Wärmedehnung bzw. hohe Flexibilität - für die

Bewegung, die sich aus den Rohrsystemberechnungen ergibt, Wegsensoren angebracht. In

der Regel überwachen etwa 2/3 der Sensoren die vertikale Bewegung und 1/3 die horizontalen

Richtungen. Zur Kontrolle der Bewegung der Rohrleitungen werden potentiometrische Seil-

zugwegsensoren eingesetzt (Bild 3.2). Typische Wegmessungen über ein Betriebsjahr sind in

Bild 3.3 zu sehen.

Erschöpfungsgrade Bauteil Überhitzersammler

0

0.002

0.004

0.006

0.008

0.01

0.012

0.014

0.016

0.018

0.02

0.022

31.0

8.20

02

30.1

1.20

02

28.0

2.20

03

31.0

5.20

03

31.0

8.20

03

30.1

1.20

03

29.0

2.20

04

31.0

5.20

04

31.0

8.20

04

30.1

1.20

04

28.0

2.20

05

31.0

5.20

05

31.0

8.20

05

30.1

1.20

05

28.0

2.20

06

31.0

5.20

06

31.0

8.20

06

30.1

1.20

06

28.0

2.20

07

31.0

5.20

07

31.0

8.20

07

30.1

1.20

07

29.0

2.20

08

31.0

5.20

08

31.0

8.20

08

30.1

1.20

08

28.0

2.20

09

31.0

5.20

09

31.0

8.20

09

30.1

1.20

09

28.0

2.20

10

31.0

5.20

10

31.0

8.20

10

Zeit

Ers

ch

öp

fun

g (

1=

100%

)

ZeitstandWechselGesamt


15

Bild 3.2 Seilzugwegsensoren / Wegmessung an einem Konstanthänger

Bild 3.3 Wegmessung über den Zeitraum eines Jahres

Die Kraftmessungen erlauben die integrale Beurteilung der Lastabtragung der Rohrleitungen.

Es werden die wichtigsten X-, Y- und Z-Stopps mit Kraftmesssensoren bestückt. Eine Kraft-

messstelle besteht aus der Bestückung und Kalibrierung der Lastabtragungsstange mit

Dehnungsmessstreifen (DMS) in biege- und temperaturkompensierter Ausführung. In Bild 3.4


16

sind zwei mit Kraftsensoren bestückte Gelenkstreben dargestellt. Bild 3.5 gibt den Verlauf der

gemessenen Kräfte über den Zeitraum eines Jahres wieder.

Bild 3.4 Kraftsensor an einer Gelenkstrebe

Bild 3.5 Kraftmessung über den Zeitraum eines Jahres


17

Zur Bewertung der gemessenen Lastabtragungen und Bewegungen der Leitungen ist der

Vergleich mit berechneten Erwartungswerten notwendig. Aus Lastfallberechnungen (z.B. mit

ROHR2) und Parameterstudien werden für jeden Betriebszustand die Erwartungswerte für

Rohrleitungskräfte und -bewegungen ermittelt. Neben diesen Erwartungswerten sind noch

durch Störungsrechnung Toleranzbänder zu bestimmen, die die zulässigen Abweichungen

von dem idealen Verhalten angeben. Bei den Systemberechnungen werden berücksichtigt:

• lotrechte Hänger ohne Reibungseinflüsse,

• Hänger und Führungen mit Reibungseinflüssen,

• Berücksichtigung der Hängerschrägstellungen,

• Berücksichtigung der Kesselhausausdehnung.

Durch Vergleich mit den berechneten Sollwerten ist sofort das planmäßige Verhalten der

Leitungen ersichtlich. Die rechnerischen Parameterstudien erlauben auch die Ermittlung von

tolerierbaren und spannungsmäßig irrelevanten Abweichungen von den Sollwerten. Liegen

also die Messwerte in diesen Toleranzbändern, kann sofort auf unbedenkliche Spannungs-

zustände in der Rohrleitung geschlossen werden. Ein Beispiel für die Visualisierung der

Messwerte und der entsprechenden Toleranzfelder ist in Bild 3.6 gegeben. Die rot markierten

Bereiche stellen die unzulässigen Bereiche dar.

Bild 3.6 Visualisierung der Toleranzfelder

Abweichungen bei den Kraftmessungen deuten auf Imperfektionen in der Lastabtragung hin

wie z.B. verlegebedingte Bewegungseinschränkungen, unzulässige Hängerreibung,

Schrägzug, etc. Darüber hinaus werden durch die Kraftmessungen aber auch die betrieblichen

Hysteresen der (Konstant-)Hänger und u.U. der Relaxationszustand der Rohrleitung be-

wertbar.


18

Die Bewegungsmessungen erlauben Aussagen über das Leitungsverformungsverhalten.

Auch hier geben Abweichungen zwischen den Messwerten und vorgegebenen Sollwerten und

Toleranzfeldern Aufschluss über verlegebedingte Bewegungseinschränkungen, Störungen in

der Lastabtragung, unzureichende Warmhaltung / Entwässerung, etc..

Die gleichzeitige Erfassung von Lastabtragung, Leitungsbewegungen, Temperaturen und

Drücken gibt die Möglichkeit Betriebsabläufe genauer zu untersuchen. Hier sind vor allem die

zu nennenswerten Lastwechselerschöpfungen beitragenden Abläufe von Bedeutung. Dies

sind zum einen die planmäßigen Abfahrten, zum anderen die oft mit schärferen Transienten

erfolgenden unplanmäßigen, aus Schaden oder Störungen folgenden Abfahrten.

Ein weiteres Problem ist die Temperaturschichtung. Die Rohrleitungen reagieren auf derartige

Schichtungen mit starken Verformungen („Buckeln“). Erst durch die kontinuierliche Erfassung

der Leitungsbewegung wird man auf diese Problematik aufmerksam. Allein die Überwachung

der Temperatur- und Druckmessungen ist oft nicht ausreichend um diese unplanmäßige

Beanspruchung zu erkennen. Die vertikalen Wegmessungen liefern gute, indirekte Hinweise

für Temperaturschichtungen im Rohrleitungssystem.

4 Zusammenfassung

Die Erfahrungen mit dem Rohrleitungsüberwachungssystem zeigen, dass mit der zusätzlichen

Messung der Lastabtragungskräfte und Leitungsbewegungen der Zustand des Rohrlei-

tungssystems bewertbar wird. Die Erkenntnisse aus den vorliegenden Messungen gestatten

bei unplanmäßigem Betrieb ein frühzeitiges Reagieren zur Behebung der Fehlfunktionen.

Außerdem können die Messwerte als Grundlage für weitergehende Untersuchungen dienen,

wie Temperaturfeldanalysen, Strömungssimulationen und Elastizitätsanalysen. Somit tragen

sie zur Optimierung der Lebensdauer der Rohrleitung bei. Bei planmäßigem Betrieb ist die

Restlebensdauer der Komponenten nur eine Funktion von Druck und Temperatur und die

Berechnung des Erschöpfungsgrades kann unmittelbar erfolgen. Hierdurch wird die Gültigkeit

der nach TRD 301 [2] / TRD 508 [3] bzw. DIN EN 12952 [4] berechneten Erschöpfungsgrade

gewährleistet.

5 Literatur

[1] Betriebssicherheitsverordnung vom 27. September 2002, zuletzt geändert am 18. De-

zember 2008, in Kraft getreten am 29. Dezember 2009


19

[2] Technische Regeln für Dampfkessel (TRD), Berechnung auf Wechselbeanspruchung

durch schwellenden Innendruck bzw. durch kombinierte Innendruck- und Temperatur-

änderungen TRD 301, Anlage 1 und TRD 303, Anlage 1, Beuth-Verlag 1996

[3] Technische Regeln für Dampfkessel (TRD), Zusätzliche Prüfungen an Bauteilen, be-

rechnet mit zeitabhängigen Festigkeitskennwerten TRD 508 und TRD 508, Anlage 1,

Beuth-Verlag 1978 / 1986

[4] DIN EN 12952, Teil 1 bis 16, Wasserrohrkessel und Anlagenkomponenten (Ausgabe

Mai 2002), Beuth Verlag Berlin

[5] DIN EN 13480, Teil 1 bis 8, Metallische industrielle (Ausgabe August 2002), Beuth

Verlag, Berlin

[6] DIN EN 13445, Teil 1 bis 9, Unbefeuerte Druckbehälter (Ausgabe Februar 2010), Beuth

Verlag Berlin

[7] VdTÜV-Kennblatt für Schweißzusätze 09292.07, Stand 04. 2007

[8] Verbändevereinbarung (VdTÜV/VGB/FDBR) 1996/1, Richtlinie für die Bemessung von

Rohrleitungen in Wärmekraftwerken im Zeitstandbereich, Düsseldorf, Januar 1996

[9] AD 2000-Merkblatt S2, Berechnung auf Wechselerschöpfung, Ausgabe Oktober 2004

[10] Peters, K. und Weber, J., Berechnung von Kraftwerksrohrleitungen für sehr hohe

Temperaturen nach FDBR-Richtlinie, 11. Rohrleitungstechnische Tagung, Zwickau 5.-6.

März 1996

[11] FDBR-Richtlinie Berechnung von Kraftwerksrohrleitungen, FDBR Fachverband Dampf-

kessel-, Behälter- und Rohrleitungsbau e.V., Düsseldorf, 1987

[12] Reiners, U., Peters, K., Baumhoff, V., Rohrleitungsüberwachung in Kraftwerken mit

superkritischen Dampfparametern, 34. MPA-Seminar, Stuttgart 9.-10. Oktober 2008


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Aktuelle Sicht der Lebensdauerüberwachung der HT … einen Spannungserhöhungsfaktor t = 2,0 unterstellte, wird nach EN 12952-3 [4] ein