Nedbrydningsformer, rustfrit stål, nikkel, titan - Materials.dk

Efteruddannelse i Materialeteknologi • Kursus R2
Nedbrydningsforme r
Rustfrit stål, nikkel, titan
Kursusmateriale udviklet under lov 271 om efteruddannelse
i et samarbejde mellem :
Dansk Ingeniørakademi, Dansk Teknologisk Institut,
FORCE-Institutterne, Forskningscenter Risø m.fl .
1992

Nedbrydningsforme r
Rustfrit stål, nikkel, tita n
1 . udgave, 1 . oplag 199 2
© Undervisningsministeriet — Lov 27 1
Grafisk design :
Grethe Jensen og Inger Vedel, DTI/Grafi k
Sats : Repro-Sats Nord, Skagen
Tryk :
Omslag : Reproset, Københav n
Indhold : DTI/Tryk, Taastru p
Dansk Teknologisk Institut
Forlaget
ISBN 87-7756-239- 9
Kopiering i uddrag tilladt med kildeangivelse

1
Nedbrydningsformer
Rustfrit stål, nikkel, titan
Forord 9
Forord til R2 1 1
Nedbrydning af materialer 1 3
1 .1 Nedbrydning er dyrt 1 3
1 .2 Nedbrydningsformer 13
2 Mekaniske nedbrydningsformer 1 7
2 .1 Definition af spændings- og tøjningsbegrebet 1 7
2 .2 Overbelastning 1 9
2 .3 Udmattelse 2 1
2.3 .1 Hvad er udmattelse 2 1
2.3 .2 Definitioner 2 2
2.3 .3 Wöhler-diagrammer 2 3
2.4 Krybning 2 4
2.5 slid 2 5
2.5 .1 Abrasivt slid 2 6
2.5 .2 Adhæsivt slid 2 6
2.6 Kavitationserosion 2 7
3 Korrosion 2 9
3.1 Hvad er korrosion 2 9
3 .1 .1 Korrosionsprocesser 2 9
3 .1 .2 Korrosionsprodukternes betydning 3 1
3 .1 .3 Potentialer 3 1
3 .1 .4 Referenceelektroder 3 3
3 .1 .5 Korrosionshastigheder 3 4
3 .2 Korrosionsformer 3 4
3 .2 .1 Generel korrosion 3 4
3 .2.2 Grubetæring 3 4
3 .2.3 Spaltekorrosion 3 5

3 .2.4 Tildækningskorrosion 36
3 .2.5 Galvanisk korrosion 36
3 .2.6 Selektiv korrosion 37
3 .3 Højtemperaturkorrosion 38
3 .3 .1 Oxidation 39
3 .3.2 Sulfidkorrosion 4 1
3 .3.3 Korrosion i smeltede salte 4 1
3 .3.4 Opkulning 42
3 .3.5 Hydrogenangreb (brintangreb) 42
3 .3.6 Nitrering (kvælstofangreb) 43
4 Kombinerede effekter - generelt 45
4.1 Spændingskorrosion 45
4.2 Brintskader (hydrogenskader) 46
4 .2 .1 Blisterdannelse 46
4 .2.2 Brintskørhed 47
4 .2 .3 Revnedannelse 4 7
4 .2.4 Hydrogenangreb 4 7
4 .2 .5 Dannelse af hydrider 48
4.3 LME (Liquid Metal Embrittlement) 48
4.4 Korrosionsudmattelse 49
4.5 Slid + Korrosion 49
4.6 Erosionskorrosion (turbulenskorrosion) 5 1
5 Miljøparametrenes indflydelse på korrosion . . . . 53
5 .1 Korrosion i væskefase ("våd korrosion") 53
5 .1 .1 pH 53
5 .1.2 Iltindhold 54
5 .1.3 Temperatur 55
5 .1.4 Ledningsevne 55
5 .1.5 Salte 56
5 .2 Miljøparametrene og de enkelte metaller 57
6 Rustfrit ståls korrosionsforhol d
i vandige systemer 59
6.1 Brugsvand 60
6.2 Havvand 65

6 .3 Kølevand og fjernvarmesystemer 66
6 .4 Spildevand 69
6 .5 Andre miljøer 70
7 Rustfrie ståls korrosionsforhol d
i stærke syrer og baser 73
7 .1 Svovlsyre 73
7 .1 .1 Ren svovlsyre 74
7 .1 .2 Uren svovlsyre 74
7 .2 Salpetersyre 76
7 .3 Saltsyre 78
7.4 Fosforsyre 78
7 .5 Stærke baser 79
8 Rustfrie stål og nikkellegeringers
korrosionsforhold i røggasser 8 1
8 .1 Indledning 8 1
8 .2 Højtemperatur 8 1
8 .3 Lavtemperatur 84
8.4 Kondensation og røggasrensning 89
9 Rustfrit ståls korrosionsforhol d
i andre miljøer 93
9 .1 Atmosfære 93
9 .2 Beton, murværk, træ 94
9 .3 Jord 94
10 Nikkellegeringer og titan 9 7
10.1 Nikkellegeringer 9 7
10 .1 .1 Ni-Cu-legeringer 9 8
1 0 .1.2 Ni-Cr-Mo 9 9
1 0 .1.3 Ni-Cr-Fe 10 1
1 0 .1.4 Ni-Mo 10 2
10 .1 .5 Materialevalg til visse korrosive medier 10 5
10 .1.6 Pris- og leveranceforhold 106

10 .2 Titan og titanlegeringer 106
10.2.1 Kloridholdigt miljø 108
10.2.2 Syrer 109
1 0 .2.3 Baser 113
10.2.4 Salte 113
11 Rustfrit ståls mekaniske nedbrydning 11 5
11.1 Overbelastning 11 5
11 .1 .1 Sejt brud - sprødt brud 11 5
11 .1.2 Sprødbrud i rustfrie stål 117
11 .1 .3 Brudmekanisk prøvning 11 9
11 .2 Udmattelse 120
11 .2 .1 Generelt om rustfrie stål 120
11 .2 .2 Udvikling af udmattelsesbrud 121
11 .2 .3 Udmattelse af glatte dele 123
11 .2.4 Svejste konstruktioner 125
11 .3 Krybning 127
11 .3 .1 Krybning af højtemperaturstål 127
11 .3.2 Krybning af nikkellegeringer 133
11 .4 Slid 138
11 .5 Kavitations erosion 140
12 Kombinerede effekter - rustfrit stål 141
12 .1 Spændingskorrosion 141
12 .1 .1 Mekaniske Forhold 142
1 2 .1.2 Miljøforhold 143
12 .1 .3 Temperaturforhold 143
12 .1 .4 Legeringsforhold 145
12 .1 .5 Ludskørhed 146
12 .1 .6 Andre Medier 147
12 .2 Korrosionsudmattelse 147
12 .2 .1 Udmattelsesgrænsen 148
12 .2 .2 Revnevæksthastighed 148
12 .2 .3 Belastningsfrekvens 149
12 .3 Slid-korrosion 149

13 Ændring af egenskaber ved varmepåvirkning 15 1
13.1 Karbidudskillelse 15 2
13.2 Sigmafasedannelse 15 2
13.3 Udskillelse af andre intermetalliske fase r
(Chi (x)), og Laves (Fe2Mo (rj )) 15 4
13.4 Nitrider 15 4
13.5 475°C-sprødhed 15 5
13.6 Oxidation 156
14 Svejsnings indflydelse på korrosionsog
mekaniske egenskaber 15 7
15 LME i rustfrit stål, praktiske eksempler 16 3
16 Kontrol/inspektion af anlæg 16 5
16 .1 Radiografisk undersøgelse 16 5
16 .2 Ultralydundersøgelse 16 6
16 .3 Magnetofluxundersøgelse 16 7
16 .4 Kapillarfarveundersøgelse 16 8
16 .5 Hvirvelstrømsundersøgelse 16 9
16 .6 Trykprøvning 170
16 .7 Lækprøvning (Leak-test) 170
16 .8 Skades- og havarianalyser 170
16.8 .1 Arbejdsgang 171
16.8.2 Årsager til skader og havarier 173
Appendiks : Liste over "kaldenavne "
for rustfrit stål 175
Stikord 177

Forord
Denne lærebog indgår i et omfattende, modulopbygget system
af efteruddannelseskurser, »Efteruddannelse i Materialeteknologi«,
som har til formål at ruste dansk erhvervsliv til at
arbejde optimalt med såvel nye som kendte materialetyper .
Systemet dækker således alle materialetyper fra støbejern,
stål, rustfrit stål, aluminium og diverse metallegeringer over
plast, fiberforstærket plast og sandwichmaterialer til keramiske
og pulvermetallurgiske materialer. For hver materiale -
type vil der være kurser i relevante emner som grundlæggende
materialekendskab, materialevalg, forarbejdning og
konstruktion, nedbrydningsformer og tilstandskontro l
m.m.m .
Tanken med det modulopbyggede efteruddannelsessyste m
er, at virksomheder - eller enkeltpersoner - har mulighe d
for at sammensætte et kursusforløb, som er tilpasset det aktuelle
behov, hvad enten det drejer sig om at gå i dybden
med et materialeområde, eller man ønsker at udvide sine
kvalifikationer til flere materialetyper f .eks. inden for e t
emne som forarbejdningsprocesser. Det er naturligvis vore s
håb, at denne lærebog enten i forbindelse med det pågældende
kursus - eller ved selvstudium - vil være et godt bidra g
til en sådan opgradering af kvalifikationerne hos den enkelte .
For at bogen kan tjene både som kursusmateriale, opslagsbog
og kilde til supplerende viden, er den forsynet me d
mange figurer, der underbygger teksten, samt margentekste r
og index, der letter opslag. Visse afsnit i teksten vil være skrevet
med andre typer, samt forsynet med en grå streg lang s
margen som indikation af, at det pågældende afsnit speciel t
henvender sig til læsere med ingeniørmæssig baggrund
el.lign. . I forbindelse med kurser vil bogen blive ledsaget a f
en arbejdsmappe indeholdende supplerende materialer,
øvelsesvejledninger, opgaver m .v.
Kurserne er udviklet i et konsortium bestående af Danmark s
Ingeniørakademi (maskinafdelingen), Dansk Teknologisk
Institut, FORCE Institutterne og Forskningscenter RISØ samt
en række danske virksomheder . I denne forbindelse skal der
lyde en tak til de mange rundt omkring i virksomhederne,
9

der har bidraget til udviklingsarbejdet i form af klarlægnin g
af behov og løbende vurdering af materialet ved deltagelse i
følgegrupper m .v. (ingen nævnt — ingen glemt!) . Udviklingsarbejdet
er foretaget med støtte fra Undervisningsministerie t
(Lov 271 — Lov om Efteruddannelse) og herunder har Ind -
satsgruppen for Materialeteknologi samt de tilknyttede referee's
ligeledes ydet en god indsats med henblik på afstemning
mellem erhvervslivets behov og materialets indhold .
Taastrup, september 1991
På konsortiets vegne —
Lorens P. Sibbesen
(projektadministrator )
10

Forord til R 2
Denne bog er grundlaget for undervisningsmodulet R2 :
Nedbrydning af materialer - Rustfrit stål, nikkel og titan .
Sammen med en kursusmappe udgør bogen det kursusmateriale,
der anvendes i modulet R2 .
Inden for rammen af Lov 271 - Lov om Efteruddannelse - findes
tre moduler om nedbrydning af materialer :
S2 — Stål .
R2 — Rustfrie stål .
A2 — Aluminium .
Disse tre kursusmoduler er uafhængige af hinanden. De in -
deholder derfor alle en generel introduktion til temaet ned -
brydning af metaller, som giver et overblik over samtlige måder,
metalliske konstruktioner kan nedbrydes på . Denne introduktion
er identisk i de tre moduler .
Denne bog behandler derefter specifikt de former for nedbrydning,
der specielt angriber rustfrie stål. I en række miljøe r
udgør nikkel- og titanlegeringer mere korrosionsbestandige alternativer.
Disse legeringer er primært behandlet ud fra dette
perspektiv. Der kan således forekomme aspekter af nedbrydning
af nikkel og titan, som ikke findes beskrevet i denne bog .
Relevante uddybende materialespecifikationer findes i lære -
bogen til R1 - Materialekendskab- og vil iøvrigt indgå i kursusmappen
.
Denne bog er udarbejdet af Torben Steen Nielsen, Curt Christensen,
Ebbe Rislund, Finn Yding, Kjeld Borggreen, Clau s
Qvist Jessen, Hans Peter Nielsen, Piet Jansen, Benny Yndgaard
og J . Vagn Hansen, FORCE Institutterne.
København, september 1992 .
J. Vagn Hansen Per B. Ludwigsen
Civilingeniør Civilingeniør
11

Nedbrydning af metaller 1
Nedbrydning er dyrt 1 . 1
Fra et samfundsmæssigt synspunkt er der adskillige grund e
til at beskæftige sig med materialers nedbrydning. I sin mest
fredelige form medfører nedbrydning udgifter til reparation
eller udskiftning. Disse udgifter giver et positivt bidrag ti l
vort bruttonationalprodukt, men i hvert fald en del af dette
bidrag får vi aldeles ingenting for.
Den Danske Vedligeholdelsesforening har gennemført en undersøgelse,
som viste at otte danske industribrancher bruger
ca. 10 milliarder kr. pr. år (1988) til reparation efter utilsigted e
havarier. Hertil kommer, hvad resten af industrien og sam -
fundet som helhed bruger.
Korrosion er åbenbart så meget mere iøjnefaldende end mekanisk
nedbrydning, at der er gjort forsøg på at lave separate
opgørelser for den del . Undersøgelser i Sverige, England o g
USA har vist, at de direkte udgifter til reparation eller ud -
skiftning på grund af korrosion udgør mellem 1 og 3% a f
brutto national produktet (BNP). For Danmark udgør det i
1990 mellem 8 og 24 milliarder kr.
Der er her kun tale om direkte udgifter. Følgeskader, tab på
grund af stillestående produktionsanlæg, udgifter til oprydning
osv. er ikke medregnet. I vedligeholdelsesforeningen s
opgørelse fandtes, at alene de umiddelbare følgeskade r
kostede dobbelt så meget som reparation af de dele, som ud -
løste havariet. Driftstabene er som regel betydeligt større .
I en del tilfælde dækkes udgiften af skades- og driftstabsforsikring,
men det betyder jo blot, at tabet fordeles mellem flere
. Hertil kommer så eventuel personskade eller udslip a f
miljøgifte, som det ikke lader sig gøre at prissætte .
Som en tommelfingerregel viste undersøgelserne også, at ca .
1/3 af skaderne kunne være undgået, hvis allerede velkendt
viden havde været taget i anvendelse . Det er denne, ca. 1% af
BNP, vi forsøger at tjene hjem bl .a. med dette kursus .
13

Omtrentlig endnu en trediedel af de direkte udgifter forventer
man at kunne undgå ved fremtidig teknologisk udvikling,
og det er jo en del af begrundelsen for eksistensen af
Dansk Teknologisk Institut, ATV-institutter m .fl., og for eksempel
det Materialeteknologiske Udviklings Program .
For den sidste trediedel af udgifterne anser man det for billigere
at bære udgiften end at vælge mere holdbare materialer
eller konstruktioner. Men det er så sandelig under forudsætning
af, at vi er opmærksomme på nedbrydningen og kan
holde øje med den, så der ikke opstår følgeskader, og så vi
kan skifte ud eller reparere, når det måtte være bekvemt.
Nedbrydningsforme r
Der er allerede ovenfor antydet en opdeling af former fo r
nedbrydning, som er hensigtsmæssig for at opnå et overblik:
• Mekanisk nedbrydning
• Kemisk nedbrydning (korrosion)
• Kombineret mekanisk og kemisk nedbrydning
Hver af disse grupper kan igen underinddeles som vist i ta -
bel 1 .1. De mekaniske nedbrydningsformer opdeles naturligt
efter de mikroskopiske mekanismer, der er karakteristiske for
de forskellige revne- og brudtyper. Dette er kun delvis tilfældet
for korrosion; på det atomare niveau er nedbrydningsmekanismerne
i stort omfang variationer over samme tema, og
det er derfor mere hensigsmæssigt at inddele efter de oftest
forekommende miljøer.
14

Tabel 1 .1 Grundlæggende nedbrydningsformer og deres vekselvirknin g
Ingen belastning X X X X X X
Statisk brud X X X X
Udmattelse X X X X X X
Krybning X X
Slid X X X X
z
°
ö
x
ö
ö
~
~
Kavitation X X
7
o
o
z
ö
o
0
ö
GI)
ö
O
~
cn
0
.~
o
ae °
.
p .
a)
1 5

Mekaniske nedbrydningsformer 2
Med mekaniske nedbrydningsformer menes her de nedbrydningsformer,
der kan opstå, når komponenter udsættes fo r
udefra kommende kraftpåvirkninger. Modsætningen til d e
mekaniske nedbrydningsformer er i denne forbindelse de n
nedbrydning af materialerne, som et korrosivt angreb ka n
forvolde. I dette kapitel vil kun de nedbrydningsformer, der
alene skyldes ydre kraftpåvirkninger, blive omtalt . Kraftpåvirkninge r
Til beskrivelse og karakterisering af materialer er det ikk e
hensigtsmæssigt at operere med kræfter, da de kræfter e n
komponent eller konstruktion kan modstå, afhænger af komponentens
eller konstruktionens dimensioner. Det er ikke
overraskende for nogen, at en tyk, kraftig kæde kan bær e
mere end en tynd, spinkel kæde af samme materiale .
Til karakterisering og sammenligning af materialernes meka -
niske egenskaber benyttes derfor størrelser, der er uafhængige
af de geometriske dimensioner . De til kræfter svarende
størrelser, som er uafhængige af emnedimensionerne, kaldes
spændinger og vil blive omtalt i næste afsnit .
Definition af spændings- og tøjningsbegrebet 2 . 1
Betragt et emne med tværsnitsarealet A som påvirkes af
kræfterne P (figur 2 .1). I ethvert tværsnit i emnet vil kræfter -
ne i det viste tilfælde være ligeligt fordelt over tværsnittet, o g
vi kan definere normalspændingen i tværsnittet som :
P
crN A
Spændingen er altså en kraft pr. arealenhed .
Foruden spændingens størrelse knytter der sig også en ret- Spændinger anføres ved e n
ning til spændingen. Betegnelsen normal-spænding indike- størrelse og en retnin g
rer, at spændingens retning er parallel med normalen til de t
betragtede tværsnit, altså vinkelret på tværsnittet . I eksem -
plet figur 2 .1 er det meget simpelt at beregne spændingerne ,
fordi det betragtede tværsnit står vinkelret på kraften P .
(2-1 )
17

Anderledes forholder det sig, hvis det betragtede tværsni t
ikke står vinkelret på den ydre pålagte kraft P (Figur 2 .2) .
I dette tilfælde opløses kraften P i en normalkraft N vinkelre t
på snitplanet og en tværkraft T parallelt med snitplanet.
P
Figur 2 .1 Figur 2. 2
P er kraften og A er tværsnits- Bemærk, at snitplanet A' ikk e
arealet står vinkelret på emnets længde -
aks e
Analogt til tilfældet vist i figur 2 .1 defineres normalspændingen
som :
aN = Å, (2-2 )
På tilsvarende måde defineres forskydningsspændingen i det
aktuelle snitplan som :
Det bemærkes, at :
18
N = P cos co
T = Psincp
A' =
A
cos cp
(2-3)
(2-4)

hvor cp er vinklen mellem snitfladens normal og retningen a f
den ydre pålagte kraft .
Hvis en komponent påvirkes af flere kræfter, kan spændin -
gerne i et vilkårligt snitplan beregnes ved at addere spænd- Spændinger kan adderes
ingsbidragene fra de enkelte kræfter for sig .
I mange tilfælde vil ydre, pålagte kræfter ikke give anlednin g
til en ensartet spændingsfordeling i det betragtede snitplan .
Det vil imidlertid føre for vidt at komme nærmere ind på ,
hvorledes spændingsfordelingen beregnes i disse tilfælde .
Det skal afslutningsvis blot nævnes, at spændinger regne s
med fortegn, således at positive spændinger er trækspændinger,
og negative spændinger er trykspændinger.
Definition af tøjnin g
Når emner eller konstruktioner udsættes for ydre, pålagte
kræfter, vil der ske formændringer (deformationer) . Formændringernes
størrelse afhænger af kræfternes størrelse, o g
størrelsen af emnet. Trækker vi med samme kraft i to lig e
tykke, men ikke lige lange, elastikker, vil den lange elastik
forlænge sig mere end den korte elastik. Forlængelserne sat i
forhold til de oprindelige længder vil imidlertid være de n
samme for begge elastikker . For at opnå et mål for deformationerne
(forlængelserne), der er uafhængigt af emnernes geometriske
størrelser, indføres begrebet tøjning . Tøjningen e r
defineret som :
L - Lo OL
E _ _
Lo Lo
hvor E er tøjningen
L0 er udgangsmålelængden
L er målelængden under kraftpåvirkning
Det bemærkes, at tøjningen er dimensionstøs (ingen enheder),
og ofte angives tøjningen i procent .
(2-5 )
Overbelastning 2 . 2
Ved overbelastningsbrud forstås de brud, der opstår, når e t
emne udsættes for spændinger ud over materialets trækstyrke
. Brud opstået under indvirkning af f.eks. udmattelse,
19

Trækprøvning
Figur 2 . 3
Trækkurve for et materiale, de r
udviser et egentligt flydepunkt,
2 .3 a), og trækkurve for et materiale,
der ikke udviser noget flydepunkt,
2 .3 b)
Flydespændin g
Elastiske område
spændingskorrosion, krybning o .s.v. karakteriseres ikke som
»rene« overbelastningsbrud .
Materialets trækstyrke måles ved en trækprøvning . Et trækprøveemne
af det aktuelle materiale opspændes i en maskine,
der trækker i emnet med en stigende kraft, indtil brud
opstår. Under trækprøvningen måles sammenhørende vær -
dier af kraft og trækprøveemnets forlængelse . Disse værdie r
omregnes til henholdsvis spændinger og tøjninger, og resultatet
præsenteres som en trækkurve som vist på figur 2 .3 .
Materialets flydespænding defineres som den spænding,
hvor mateiralet begynder at forlænge sig ved konstant eller
aftagende spænding (figur 2.3 a), eller som den spænding ,
R02, der giver anledning til 0,2% blivende forlængelse (figur
2.3 b) .
Blødt stål og visse messinger udviser et egentligt flydepunkt ,
som vist i figur 2 .3 a, hvorimod de fleste andre metalliske
materialer har en trækkurve, som vist på figur 2 .3 b .
Den første del af trækkurven, hvor der er en lineær sammen -
hæng mellem spænding og tøjning kaldes det elastiske område.
I dette område gælder der:
Q = E • E (Hook's lov) ,
hvor E er en materialekonstant kaldet elasticitetsmodulet .
Elasticitetsmodulet findes som hældningen på den første retliniede
del af trækkurven. Så længe et materiale ikke har væ -
ret belastet til spændinger over flydespændingen, vil de t
vende tilbage til sin oprindelige længde (form) efter aflastning.
Derfor kaldes den første retliniede del af trækkurve n
for det elastiske område .
20

Den resterende del af trækkurven kaldes for det plastiske Plastiske områd e
område, fordi der her sker en blivende plastisk deformatio n
af materialet. Under trækprøvingen når spændingen (kraften)
et maksimum, hvorefter trækprøveemnet lokalt begynder
at snøre sig sammen på et sted, hvor bruddet senere vi l
opstå .
Den maksimale spænding, der registreres under trækprøv -
ningen, kaldes for trækstyrken og benævnes R,,,, . Trækstyrke n
Udsættes en komponent i praksis for spændinger over træk -
styrken, vil der hurtigt opstå brud, såremt spændingerne opretholdes
under deformationen . Et sådant brud kalder vi et
overbelastningsbrud, og bruddet vil normalt være ledsage t
af plastisk deformation . Kun ved overbelastningsbrud i me -
get sprøde materialer vil den forudgående plastiske deformation
være forsvindende .
Udmattelse 2 . 3
Udmattelse er den fagligt korrekte betegnelse for det fænomen,
man i dagspressen ofte ser omtalt som metaltræthed .
I dette afsnit forklares udmattelsesforløbet og nogle af de karakteristika,
der ledsager et udmattelsesbrud. Endvidere defineres
nogle af de størrelser, der er nødvendige for at kunn e
bruge og forstå udmattelseskurver og -data .
Hvad er udmattelse 2.3 . 1
Hvis et emne eller dele deraf udsætes for varierende belast- varierende eller svingend e
vinger, kan der med tiden opstå revner med efterfølgende belastninger
brud i emnet. Revner og brud kan opstå, selv om de maksi -
male, nominelle spændinger aldrig overskrider materialet s
flydespænding .
Forklaringen er, at der i mikroskopisk skala omkring slagge -
partikler, overfladeridser eller andre mere eller mindre uundgåelige
defekter lokalt kan ske flydning, d.v.s. plastisk deformation,
hver gang emnet udsættes for en mekanisk belastning.
Med tiden kan der udvikles mikroskopiske revner, der i
sig selv virker som kærvanvisere og dermed lokalt øger
spændingerne . En egentlig revne er nu blevet initieret . For
hver mekanisk påvirkning over en vis størrelse vil revnen Revner vokse r
vokse et lille stykke, afhængig af belastningens størrelse .
21

2.3.2
Figur 2 . 4
Belastningsspektrum med konstant
middelspænding og konstant
spændingsamplitude
Hvis de varierende påvirkninger er konstant i størrelse, vil
udmattelsesrevnen vokse hurtigere og hurtigere, jo længere
den bliver. Grunden er, at spændingskoncentrationen fra revnen
selv stiger, jo dybere revnen bliver, samtidig med, at de t
resterende, bærende tværsnit reduceres. På et tidspunkt ind -
træder det endelige brud, ofte med et havari til følge .
Et udmattelsesforløb kan følgelig inddeles i følgende 3 faser :
1. Revneinitiering
2. Revnevæks t
3. Brud/havari
Som tidligere nævnt initieres udmattelsesrevner fra mikro -
skopiske defekter. På makroskopisk niveau ses det, at udmattelsesrevner
som oftest starter fra svejsninger, diameter -
overgange, krydsboringer, notgange og lignende steder, hvor
spændingerne er høje eller koncentreres .
Definitioner
Inden det forklares, hvorledes materialernes udmattelses -
egenskaber præsenteres i form af kurver eller data, er de t
nødvendigt at definere nogle af de prøvetekniske parametre .
Nedenstående figur 2.4 viser et vilkårligt belastningsspektrum
:
0
Q
+
Q_ og Qn,m. er den maksimale henholdsvis den minimal e
spænding.
22

Middelspændingen =
0.max . + 0-min.
2
Spændingsvidden = armax . — 0min .
Spændingsamplituden =
R = 0-min .
0-max .
0-max . — ifmin.
2
(2-6 )
(2-7 )
(2-8 )
Ved måling af et materiales udmattelsesegenskaber afprøve s
en stribe, så vidt muligt, identiske prøveemner ved forskellige
spændingsamplituder. Det enkelte prøveemne afprøves
med en spændingsamplitude . Igennem hele testserien (all e
prøverne) holdes enten middelspændingen, eller som oftes t
R-forholdet, konstant . Under udmattelsesforsøgene registre -
res antallet af påvirkninger til brud ved de forskellig e
spændingsamplituder. Resultaterne præsenteres i et såkald t
Wöhler-diagram.
Wöhler-diagramme r
(2-9 )
Figur 2 .5 viser et typisk Wöhler-diagram for stål og aluminium
. Af diagrammet kan antallet af belastninger eller svingninger
ved en given spændingsamplitude aflæses . Bemærk ,
at skalaen, der viser antallet af svingninger (absisse-aksen) ,
er logaritmisk.
400-
300-
200-
100-
0
105 10 6 10~ 108 109
Antal påvirkninger
23
2.3 .3
Figur 2 . 5
Wöhler-ku rv er for blødt stål o g
for en aluminiumlegering .
Bemærk, at aluminiumlegeringen
ikke udviser nogen udmattelsesgrænse

Udmattelsesgræns e
2 .4
Krybning er kun af betydning fo r
metaller ved temperaturer ove r
den halve smeltetemperatur målt
i Kelvi n
Stål kryber ved temperature r
over 500°C
Krybning ændrer dimensione n
og mikrostrukturen
Af figur 2.5 ses det, at visse materialer, herunder stål, udviser
en udmattelsesgrænse. Hermed menes, at under en vis
spændingsamplitude kan materialet holde til uendelig mange
påvirkninger, uden at der opstår brud.
Anderledes forholder det sig med f.eks . aluminium og aluminiumlegeringer.
Disse materialer udviser ingen udmattelsesgrænse,
hvilket ytrer sig ved, at kurven i figur 2 .5 ikke bliver
vandret.
Under arbejdet med Wöhler-kurver er det vigtigt at sikre sig ,
under hvilke omstændigheder kurverne er målt, og om de t
er spændingsvidden eller spændingsamplituden, der er an -
ført på ordinataksen .
Wöhler-diagrammer er den almindeligste måde at anføre udmattelsesdata
på, men der findes andre måder, som vil bliv e
gennemgået i senere afsnit .
Krybning
Krybning er et generelt fænomen, der eksisterer for alle materialer
ved alle temperaturer. Krybning er dog kun af betydning
for metaller ved temperaturer over den halve smelte -
temperatur målt i Kelvin, d.v.s. at bly allerede kryber ved
stuetemperatur, og stål kryber ved temperaturer over 500°C .
Krybning er af særlig betydning i alle højtemperaturanlæg:
Kraftværkskedler, dampturbiner, gasturbiner, petrokemiske
anlæg, procesanlæg, flymotorer m .m .
Krybning kan opstå, når en komponent udsættes for spænd -
inger, selv om disse er mindre end flydespændingen . Er temperaturen
tilstrækkelig høj, vil komponenten langsomt deformeres,
og i tilfælde af trækspændinger vil den til slut bryde i
stykker. Undervejs kan krybningen følges, idet mikrostrukturen
ændres og eventuelt danner indre hulrum (kaviteter) og
mikrorevner. Man kan altså følge krybeprocessen ved en
løbende dimensionsmåling eller ved en mikrostrukturanalyse.
Begge dele anvendes i praksis.
Krybning af et materiale måles ved at foretage en trækprøve
ved konstant belastning i en ovn med konstant temperatur
og følge prøvens forlængelse som funktion af tiden . Man måler
f.eks . tiden til opnåelse af 1% forlængelse, og tiden ti l
24

ud optræder. Begge disse tider er vigtige i forbindelse med
konstruktion af højtemperaturkomponenter, og for de fleste
konstruktionsmaterialer kan man i produktkataloger og opslagsværker
læse sig til disse værdier. Normalt opgives udgangsspændingen
for opnåelse af 1% forlængelse og for opnåelse
af brud ved en given tid og temperatur. De valgte tider
er typisk 10 .000 timer, 100.000 timer og 200.000 timer, d a
konstruktionerne skal holde så længe . De opgivne spændinger
kaldes under et for »krybestyrken« eller »krybebrudstyrken«
. Ved konstruktion ved middelhøje temperaturer ska l
man desuden tage hensyn til flydespændingens temperatur -
afhængighed . Flydespændingen opgives derfor normal t
sammen med krybestyrken i opslagsværkerne .
I figur 2.6 er vist en typisk tid-forlængelseskurve populært
kaldet en »krybekurve« for en krybeprøvning ved konstant
temperatur og belastning . Begyndelsesspændingen betegne s
som krybespændingen . Kurvens udseende er karakteristis k
for en lang række materialer.
Slid
Slid kan opdeles i to hovedtyper :
• Slidved kontakt mellem to flader, eventuelt med slidende
partikler imelle m
• Erosion, som opstår ved kontakt mellem partikler (faste eller
flydende) og en flade
25
Krybestyrken defineres for e n
given brudtid og temperatu r
De opgivne spændinger kalde s
under et for »krybestyrken« elle r
»krybebrudstyrken« .
Figur 2 . 6
Figuren viser en typisk krybekurve
foretaget ved konstant temperatur
og belastning . Kurve n
kan opdeles i primærområde t
(1), sekundærområder (2) og
tertiærområdet (3) .
Primærområdet er ubetydeligt
for lave spændinger i modsætning
til sekundærområdet, hvo r
tøjningshastigheden (krybehastigheden)
er minimal og konstant
.
2 . 5
To slidmekanisme r

2 .5 . 1
Fræsnin g
Slibning
2.5. 2
Koldsvejsning
Normalt omtales kun den første type som slid, og denne type
kan igen opdeles i to områder efter de mekanismer, som e r
årsag til sliddet :
• Abrasivt slid (som er kendetegnet ved spåntagende bearbejdning
)
• Adhæsivt slid (hvor sliddet opstår ved gentagne mikrosvejsninger
og brud )
De to typer slid skal omtales nærmere i det følgende .
Abrasivt sli d
Abrasivt slid forekommer ved kontakt mellem et hårdt og et
blødt materiale. Sliddet kan opstå på to måder. Dels ved at
en ru hård overflade fræser spåner af det bløde materiale, o g
dels ved at hårde partikler glider mellem to flader, som gnides
mod hinanden .
De væsentligste faktorer som påvirker abrasivt slid er materialets
hårdhed og overfladens ruhed . Jo hårdere materialet
er, jo mere slidstærkt er det . Når ruheden øges, vil slidde t
også øges.
Der er tre grundlæggende måder at forebygge abrasivt sli d
på: anvend glatte overflader, vælg hårde materialer og an -
vend smøring, hvor det er muligt. Hårdheden er langt den
vigtigste parameter, som afgør et materiales slidstyrke over -
for abrasivt slid. Det er derfor væsentligt at vælge materiale r
ud fra det slidende mediums hårdhed . En almindelig måde
at gøre materialer slidstærke på er, at imprægnere materiale t
med hårde partikler som f.eks titankarbid eller wolframkarbid.
Ved at smøre og/eller anvende glatte overflader nedsæt -
tes friktionen og derved sliddet .
Adhæsivt slid
Når to ru overflader er i kontakt, foregår den reelle kontakt
ikke over hele overfladen, men kun i de punkter på flader ,
som stikker højest op . Når de to flader presses sammen under
højt tryk kan der ske en koldsvejsning i disse kontaktpunkter.
Når fladerne samtidig bevæges i forhold til hinanden,
vil svejsningen brydes, og bruddet vil ske i det svageste
af materialerne. Derved fjernes materiale . Denne form for
slid kaldes adhæsivt slid .
26

Der er flere faktorer, som har indflydelse på adhæsivt slid .
• Rene overflader uden overfladefilm eller oxidhinder vi l
fremme adhæsivt slid, da det giver bedre svejsebetingelser .
Hvis man har relativt glatte flader er smøring derfor en smørin g
god måde at undgå adhæsivt slid på . Sliddet kan øges under
iltfrie betingelser, idet netop en oxidfilm ofte vil have
en vis smørrende virkning og modvirker koldsvejsninger .
• Hårdheden af materialet er igen meget afgørende for slid- Hårdhede n
styrken af to grunde . Dels er kontaktarealet omvendt pro -
portionalt med hårdheden, og dels vil brud ske i materialet
med den laveste hårdhed .
• For at koldsvejsningerne skal kunne finde sted, skal der
ikke være alt for stor forskel på de to materialer. Dette kan
beskrives ved to parametre . Hvis de to materialers indbyrdes
opløselighed er stor, vil de have større tilbøjelighed ti l
koldsvejsning. Der kan desuden konstateres en direkt e
sammenhæng mellem materialernes krystalplansafstan d
(dvs. afstanden mellem atomerne i materialet) og tilbøjelig -
heden til adhæsivt slid . Jo større forskel der er på de to materialer,
jo mindre er det adhæsive slid .
Adhæsivt slid kan ofte forebygges ved valg af passende materialekombination,
smøring eller brug af en belægning . Eksempler
på belægninger til dette formål er : keramiske belægninger
som titankarbid, titannitrid og wolframkarbid, so m
både er hårde og har ringe opløselighed i stål, og polymerbelægninger
som er glatte og har ringe opløselighed i alle me -
taller.
Kavitationserosion
Kavitation er et fænomen, som forekommer i væsker som en -
ten udsættes for store trykfald i strømningssystemer såso m
turbiner, omkring skibspropellere o.lign. eller som udsættes
for kraftige vibrationer, som f.eks. i ventiler, cylinderforinge r
i motorer m .m. I begge tilfælde sker i lokale områder af væsken
et trykfald til under væskens damptryk, hvorved de t
koger og der opstår bobler med mættet damp i væsken kal- Boble r
det kaviteter. Når trykket derefter hæves, enten som følge a f
vibrationen eller p .g.a., at dampboblen bliver ført med
strømmen til et område med højere tryk, kollapser boblen .
Dette kollaps giver anledning til en trykbølge med meget Trykbølge
højt tryk, som kan skade materialet, hvis boblen kollapse r
tæt på en overflade. Hvis boblen befinder sig helt tæt på
27
Keramiske belægninge r
2 .6

Mikrojet
Hårdheden
overfladen, vil kollapset desuden være asymmetrisk, og der
vil dannes en mikrojet af væske i boblen, som rammer overfladen
med meget høj hastighed (>130 m/s) . Den spænding
der herved opstår i materialet er nok til at deformere de fleste
materialer plastisk, og materialet eroderes derved .
Kavitationserosion kan give anledning til flere effekter. De t
kan virke direkte eroderende, men det kan også virke fremmende
på korrosion ved at fjerne en beskyttende passivfilm,
som er afgørende for mange materialers korrosionsbestandighed
.
Det er svært at udpege den materialeegenskab, som er afgørende
for et materiales modstandsevne for kavitationserosion.
En vigtig parameter er hårdheden, men også materialets
evne til at optage stor energi som deformation uden bru d
er vigtig. Det er vigtigt at lægge mærke til, at erosionen foregår
i mikroskala, og det nytter derfor ikke, som ved slidforebyggelse,
at imprægnere materialet med hårde partikler. Disse
vil blot falde ud efterhånden som det blødere material e
mellem partiklerne eroderes bort .
Kavitationserosion forebygges lettest og bedst ved at eliminere
kavitationspåvirkningen, f.eks. i design-fasen, ved at
undgå skarpe drejninger i rørsystemer eller indsnævringer .
Hvis først skaden er sket, kan man eventuelt undgå kavitation
ved at hæve trykket i systemet .
28

Korrosion 3
Hvad er korrosion? 3 . 1
I naturen finder vi vore brugsmetaller som malme, d .v.s. som
metallernes kemiske forbindelser. For at udvinde metallet a f
malmene må vi anvende en betydelig energimængde . Den
metalliske tilstand repræsenterer derfor et højere energiindhold,
og metallet vil altid være tilbøjeligt til gennem korrosion
at vende tilbage til sin oprindelige malmtilstand, hvo r
energiindholdet var lavere.
Korrosion er derfor en helt naturlig proces, som må forhindres
eller udskydes, hvis vi vil have nytte af metallerne .
I ISO 8044 er korrosion defineret som
»en fysisk-kemisk reaktion mellem et metal og dets omgivelser,
hvilket resulterer i ændringer af metallets egenskaber o g
som ofte kan medføre en skade på metallets funktion, det s
omgivelser eller det tekniske system hvori begge befinde r
sig« .
Korrosionsprocesser 3 .1 . 1
Det er i reglen ilt eller syre, der får metallerne til at korrodere .
Den egentlige drivkraft for korrosion ligger imidlertid i metalatomernes
opbygning . Et atom består af en positivt ladet
kerne, omkring hvilken negativt ladede elektroner bevæger
sig. De yderste af disse elektroner er »løse« og kan bevæge
sig frit i metallet - deraf den karakteristiske egenskab ved
metal, at det er en god leder for elektrisk strøm. Hvis metal -
atomet helt kan slippe af med de yderste elektroner, vil det
være kommet ned i den tilstræbte lavere energitilstand . Den
primære korrosionsproces er derfor
Me —> Me ++ + 2 e (3-1 )
hvor Me = metal og e- = elektron . Der kan være tale om afgi -
velse af flere eller færre elektroner, men 2 er det hyppigst forekommende
.
29

Denne proces kaldes anodeprocessen, og hvis korrosion ska l
Anode- og katodeprocesser kunne forløbe, må anodeprocessen modsvares af en katodeproces,
som kan forbruge elektronerne . De to almindelige katodeprocesser
er
(3-2 )
Iltforbrug: 0 2 + 4e + 2H20 -* 40H-
Syreforbrug : 2H + + 2e --> 112
hvor 02 = ilt, H20 = vand, OH- = hydroxylioner, H' = brintioner
og H, = brint. Ilt og brint er gamle danske ord, og mere
korrekt ville det være at sige oxygen og hydrogen (NB : På
svensk hedder ilt »syre«, mens »syra« er hvad vi kalder syre!) .
Heraf følger de to bruttoprocesser for korrosion betinget a f
henholdsvis ilt og syre :
• iltbetinget korrosion : (3-3 )
Anodereaktion:
Katodereaktion : 1/202
Me -4 Me++ + 2e
+ H20 + 2e -> 20H
Bruttoreaktion: Me + Y202 + H2O -* Me(OH) 2
Me(OH), er det primære korrosionsprodukt, som evt . kan
omdannes videre, f .eks. »rust«, »ir«, »hvidrust« .
• syrebetinget korrosion : (3-4 )
Anodereaktion: Me -+ Me++ + 2H+
Katodereaktion: 2H + + 2e - H2
Bruttoreaktion : Me + 2H + -* Me ++ + H 2
Elektrisk kredsløb Korrosionen er altså ledsaget af transport af elektriske ladninger,
d.v.s. af et strømkredsløb. På figur 3 .1 ses et sådan t
kredsløb omkring en grubetæring på metal i vand . Kredsløbet
forudsætter naturligvis, at der mellem anode- og katodeareal
er både metallisk forbindelse (transport af elektroner )
og væskeforbindelse (transport af ioner) .
I ord kan de to reaktioner udtrykkes ved
30
metal + ilt + vand -* korrosion
metal + syre - korrosion

Syre er pr. definition en vandig opløsning, så vand er altså e n
forudsætning i begge tilfælde . Vand er også nødvendigt so m
modtager af både Me" og OH --ionerne .
I det ovenstående er tænkt på korrosion ved temperaturer op
til et par hundrede °C . Ved højere temperaturer (for jern s
vedkommende 4-500°C) kan metal reagere direkte med ilt,
uden tilstedeværelse af vand .
Korrosionsprodukternes betydning 3 .1 .2
Korrosionsprodukter kan være opløselige og fjernes me d
vandet, og så påvirker de ikke korrosionen . Men meget ofte
er korrosionsprodukter tungtopløselige, og kan udfælde s
som mere eller mindre beskyttende lag på metaloverfladen .
F.eks. vil almindelig rust på stål i atmosfæren få korrosions -
hastigheden til at aftage noget, indtil en stabil korrosionsha -
stighed efterhånden opstår.
Nogle metaller og legeringer danner meget tætte lag af korrosionsprodukter,
som blokerer anodeprocessen, men ikk e
katodeprocessen . Man taler om at metallerne passiverer, Passiverin g
hvorved de antager et højere potential, se nedenfor . Typiske
eksempler er rustfrit stål og aluminium .
Potentialer 3 .1 . 3
Når anode- og katodeprocesserne arbejder og har fundet e n
stabil hastighed, vil metaloverfladen have en bestemt »elektrontæthed«,
der kan måles som et potential . Et korroderende
metals potential kaldes korrosionspotentialet . Hvis man ved
et ydre indgreb fjerner potentialet herfra, siger man, at metallet
er enten anodisk eller katodisk polariseret.
31
Figur 3 . 1
Strømkredsløb ved grubetærin g
på stål i van d

Et let korroderbart metal som f.eks. magnesium eller zink vi l
have en livlig produktion af elektroner. Det får derfor et negativt
(= lavt) potential . Omvendt vil et langsomt korroderbart
metal som f.eks. kobber under de samme forhold antag e
Ædle og uædle metaller et positivt (= højt) potential . De let korroderbare metaller kal -
des uædle, de mere bestandige ædle .
Hvis et uædelt metal danner tætte lag af korrosionsprodukter,
som bremser anodeprocessen, men ikke katodeprocessen ,
sker der en forskydning af potentialet i positiv retning. Man
siger, at metallet er passiveret, og det vil da optræde som e t
ædelt metal. Hvis korrosion derefter sætter ind falder potentialet
igen, fordi korrosionen producerer elektroner.
Man ser ofte metallerne opstillet efter potentialforhold . Figur
3 .2 viser, hvordan en sådan spændingsrække kan se ud i salt -
vand .
Tabel 3 .2 Potentialer i havvand, målt i forhold til brintelektroden .
Ædle metaller øverst, uædle metaller nederst
Metal
Potential, E H, volt
Guld +0,42
Sølv +0,1 9
Rustfrit stål 18/8, passivt +0,09
Kobber +0,02
Tin -0,2 6
Rustfrit stål 18/8, aktivt -0,29
Bly -0,3 1
Stål -0,4 6
Cadmium -0,4 9
Aluminium -0,5 1
Zink -0,8 6
Magnesium -1,36
Under andre forhold kan potentialerne afvige en del fra de
anførte værdier, og metallerne kan skifte plads i rækken . I
store træk bibeholdes rækkefølgen dog under de fleste forhold,
og hele spændingsrækken ligger inden for nogle få volt .
De såkaldte normalpotentialer er defineret under laboratorieforhold,
der afviger stærkt fra hvad man normalt ser i prak -
sis, og de bør generelt ikke anvendes til vurdering af praktiske
korrosionsforhold .
3 2

Ved en opløsnings redoxpotential forstår man det potential ,
som en inert elektrode - i praksis en platinelektrode - antager
i opløsningen . Det vil altså samtidig være det højst mulige
korrosionspotential, som noget metal kan opnå i væsken ,
idet jo enhver korrosionsproces vil virke til at nedsætte potentialet
. Redoxpotentialet stiger med væskens indhold af ilt ,
syre og andre oxyderende stoffer.
Potentialmålinger er et godt hjælpemiddel til vurdering af Potentialmålinge r
korrosionsforhold, men de kan være svære at anvende korrekt.
Hvis man øger et metals potential, vil dets korrosionshastighed
alt andet lige øges . Den øgede positive opladning vil j o
fremme processer, som producerer elektroner, altså anode -
processen i korrosionskredsløbet. Men et højt potential i sig
selv behøver ikke betyde korrosion . Potentialet kan jo netop
skyldes at der ingen korrosion sker, selv om omgivelserne e r
oxiderende. Omvendt kan et lavt potential skyldes livlig korrosion,
men det kan også skyldes reducerende omgivelser
ledsaget af langsom eller slet ingen korrosion .
Referenceelektroder 3 .1 .4
Potentialer måles i forhold til referenceelektroder, som har fast
potential. To almindeligt anvendte referenceelektroder e r
• calomelelektroden : Kviksølv, hvis potential er fastholdt ved
kontakt til en mættet opløsning af kviksølvchlorid
• kobber/kobbersulfatelektroden: Kobber, hvis potential er
fastholdt ved kontakt til mættet kobbersulfat
Som nulpunkt i spændingsrækken har man imidlertid valgt
• brintelektroden : Platin, som ombobles af brint ved 1 atm . i
en 1 N syreopløsning
De indbyrdes potentialer er :
• brintelektroden, SH E
(standard hydrogen electrode) : 0
• calomelelektroden, SC E
(saturated calomel electrode) : + 0,244 V
• kobber/kobbersulfatelektroden : + 0,318 V
Ved angivelse af potentialer skal referencen altid oplyses.
3 3

3 .1 . 5
3 .2
3 .2 . 1
3.2.2
Korrosionshastighede r
Korrosion måles normalt ved tæringsdybde eller vægttab pr.
tidsenhed . Da korrosionen er ledsaget af et elektrisk kredsløb,
kan den også angives som en elektrisk strømtæthed .
Nogle almindelige måleenheder for korrosionshastighed er:
• Tæringsdybde: mm/år
µm/år =1O-3 mm/ år
ipy = inch per year = 25,4 mm/å r
mpy = milliinch per year = 25,4 µm/år
• Vægttab: g/m2 • år
mdd = mg/dm2 • døgn
• Korrosionsstrøm: mA/cm2
• Ændring af f.eks .
trækstyrke: %/år
Korrosionsformer
Generel korrosio n
Ved generel korrosion (ofte kaldet fladetæring) angribes hele
overfladen jævnt. Det sker ved at anode- og katodeprocesse r
hele tiden skifter plads på metaloverfladen .
Et godt mål for korrosionshastigheden ved generel korrosion
er gennemsnitlig tæringsdybde eller vægttab pr. arealenhed .
Grubetæring
Korrosionsformen grubetæring - også kaldet pitting - er karakteriseret
ved, at der opstår en tæring med et begrænset
areal på en fritliggende overflade, men med en relativt sto r
tæringsdybde .
Fænomenet opstår, når metallet udviser en vis passivitet .
Passivhinden sænker metalopløsningshastigheden på over -
fladen, men i visse miljøer - typisk kloridholdige miljøer -
kan passivhinden lokalt gå i stykker, hvorved en arealmæssigt
lille ubeskyttet metaloverflade eksponeres til miljøet . Der
dannes derved et galvanisk element mellem det ubeskyttede
metal og den passive metaloverflade .
34

Korrosionshastigheden i gruben kan ofte være mange gange
større end metallets gennemsnitlige korrosionshastighed ,
hvor meget større afhænger bl .a. af arealforholdet melle m
det ueksponerede område og det passive område samt pas -
sivhindens evne til at bremse metalopløsningen . Jo langsommere
opløsningshastighed på den passive overflade desto
større vil »overskuddet« af katodeprocessen være, som ka n
udnyttes til at drive opløsningen i gruben .
I tilfælde hvor den altdominerende korrosionsform er grube -
tæring, kan forholdet mellem katode- og anodeareal vær e
meget stort. Herved opnås en meget stor opløsningshastig- Hurtig lokaltærin g
hed i gruben, men størrelsen kan være svær at forudsige
præcist. I sådanne tilfælde er det praktisk taget umuligt a t
angive en levetid for metallet. Opstår der grubetæring, kan
metallet gennemtære i løbet af få uger (eller dage), mens me -
tallet kan have en levetid på flere hundrede år, såfremt de t
ikke grubetærer.
Nedbrydningen af passivhinden på lokalområder er ofte betinget
af, at korrosionspotentialet overstiger en vis grænse -
værdi - også kaldet pittingpotentialet, som afhænger af øvrige
miljøfaktorer (kloridkoncentration, temperatur m .v.) .
Spaltekorrosion 3 .3 . 3
Korrosion, som opstår i forbindelse med en smal spalte i elle r
op imod metallet, betegnes spaltekorrosion .
Såfremt spalten og den øvrige overflade af metallet befinde r
sig neddykket i en væske, kan væskesammensætningen i
spalten ændres med tiden. Dette forudsætter, at spalten e r
meget smal, således at der ikke sker nogen opblanding mel -
lem væsken i spalten og væsken udenfor spalten .
Årsagen til at væskesammensætningen i spalten kan ændres ,
er den korrosion, der generelt foregår i systemet.I visse tilfælde
kan den generelle korrosionsproces bevirke, at pH i spalten
falder samtidig med, at specielt chlorider kan opkoncentreres
i spalten . Derved opstår der et mere aggressivt miljø i
spalten end uden for spalten, og det medfører, at metalover -
fladen i spalten placeres lavere i spændingsrækken end de n
øvrige frie overflade .
Medvirkende er ofte, at der er god ilttilgang til de frie over- Forskelle i iltkoncentration
35

3.2 .4
3.2.5
flader, men ringe ilttilgang i spalten . Da ilten jo forbruger
elektroner, vil flader med god ilttilgang antage et højere potential
end flader med ringe ilttilgang . Der opstår altså en potentialforskel,
og man taler om et iltkoncentrationselement .
Korrosionen vil foregå med spalten som anode og den øvrig e
fritliggende overflade som katode . Metalopløsningen i spalten
accelereres derfor på grund af det uheldige katode/anode
areal .
Spaltekorrosion kan forekomme for næsten alle metaller,
men specielt passive metaller vil være følsomme for spalte -
korrosion. Typisk vil spaltekorrosion også først opstå, nå r
metallets korrosionspotential overstiger en vis grænseværdi,
ligesom det gælder for grubetæring . Grænseværdien for
spaltekorrosion (spaltekorrosionspotentialet) er typisk lavere
end pittingpotentialet.
Tildækningskorrosio n
Korrosion der opstår i forbindelse med afsætninger af korrosionsprodukter,
snavs eller lignende, hvor der skabes et aflukket
rum under afsætningen, kaldes for tildækningskorrosion .
Korrosionen under tildækningen opstår som en konsekven s
af, at tildækningen holder på vand . Det betyder, at væskeudskiftning
kun meget vanskeligt kan foregå, hvorved der skabes
en kunstig spalte, og tildækningskorrosion forløber ved
samme mekanisme som spaltekorrosion.
Metaloverfladen under tildækningen udgør anoden i det galvaniske
element, mens det yderste af tildækningen og de n
øvrige ikke-tildækkede overflade, som er eksponeret til væ -
sken, udgør katoden .
Galvanisk korrosio n
Vi har tidligere set, hvordan de forskellige metaller antager
forskellige korrosionspotentialer. Hvis nu to forskellige me -
taller befinder sig i samme væske, og der etableres metallis k
kontakt imellem dem, vil det påvirke korrosionsforholdene .
Et eksempel: Jern og zink anbringes i saltvand, først uden
forbindelse . De korroderer hver for sig, og i henhold til værdierne
i figur 3 .2 vil der være en potentialforskel melle m
36

dem på ca. 0,4 V. Hvis der nu etableres en metallisk forbindelse,
vil de to metaller antage samme potential, som vil lig -
ge et sted imellem de oprindelige potentialer. Der sker altså
en forøgelse af zinkens potential, og dermed en forøgelse af
korrosionshastigheden . For jernet sker der en sænkning af
potentialet, hvorved korrosionen nedsættes eller kan gå helt i
stå. Samtidig løber der en strøm mellem de to metaller, se figur
3 .3. Man siger at zink udsættes for galvanisk korrosion,
mens jern bliver katodisk beskyttet .
Fe Zn
Fe 2+~- —► Zn 2+
Fe z+.
Zn2 +
Zn 2:--
Zn2+f
Zn2+ -.--
Zn 2r
Anodeprocessen sker altså overvejende eller kun på det uædle
metal, mens katodeprocessen foregår på begge metallerne .
En meget vigtig faktor ved galvanisk korrosion er arealforholdet
. Hvis et lille areal uædelt metal er i kontakt med et stort
areal ædlere metal, kan korrosionshastigheden på det uædle
metal mangedobles . Der bliver jo nu en langt større overflade
til rådighed for katodeprocessen, mens anodeprocessen (metalopløsningen)
kun sker på det uædle metal .
Selektiv korrosion 3 .2 . 6
Ved selektiv korrosion angribes metallets legeringselemente r
eller strukturbestanddele med forskellig hastighed . Ofte vi l
37
Figur 3 . 3
Galvanisk korrosion af zink ve d
kontakt med jer n

den ene legeringsbestanddel korrodere helt bort, mens det
øvrige metal ikke angribes . Medvirkende hertil kan være potentialforskelle,
således at der sker en galvanisk korrosion a f
den mindst ædle fase .
Interkrystallinsk korrosion kan ses som en art selektiv korrosion,
idet korrosionen angriber metallets korngrænser, men
ikke selve kornene .
3.3 Højtemperaturkorrosion
Korrosion af stål ved høje temperaturer er i de fleste tilfælde
en direkte reaktion mellem metallet og den varme gasatmos-
Højtemperatur : Over 3-600°C fære . Højtemperaturkorrosion i stållegeringer kan finde ste d
i temperaturområdet fra 300-600°C og opefter. Den nedre
temperaturgrænse afhænger af korrosionsmiljøet og omfatter
flere forskellige korrosionsmekanismer. Den øvre temperatur
på 600°C angiver den øverste temperatur, hvortil lavt legerede
stål kan anvendes i en ren iltholdig atmosfære uden ind -
hold af andre korrosive stoffer.
Materialer til højere temperaturer er højtlegerede stål sam t
Varmebestandige materialer nikkellegeringer med krom, nikkel, silicium og aluminium .
Foruden korrosionsbestandighed har disse legeringer væsentligt
bedre mekaniske egenskaber, hvilket også er nødvendigt
for de fleste højtemperaturanvendelser .
Korrosionsformerne for stål ved høj temperatur er stærkt af-
Korrosionsmiljøet hængige af det miljø, hvortil stålet anvendes . Hyppigst forekommende
er almindelig atmosfærisk luft samt røggasser a f
forbrænding af gas, olie, kul og biobrændsler. I den kemiske
industri forekommer tillige en række procesgasser ved høj t
tryk og temperatur med en sammensætning, som medfører
en række særlige materialeproblemer. I ovne til specielle anvendelser
forekommer der ligeledes en række forskellige højtemperaturproblemer.
Korrosionsformer ved høj temperatur omfatter:
• Oxidation (skalning )
• Klorkorrosion
• Sulfidkorrosion
• Korrosion i smeltede salte
• Opkulning
38

• Hydrogenangreb (brintangreb)
• Nitrering (kvælstofangreb)
De enkelte korrosionsformer er beskrevet i de efterfølgend e
afsnit .
Oxidation 3.3 . 1
I ren, tør, atmosfærisk luft dannes på de fleste materialer e t
tyndt beskyttende oxidlag . Tykkelsen og den hastighed,
hvormed det dannes, er forskellig for de forskellige materialer
og afhænger desuden af driftstemperaturen . Ved højere Et tæt oxidlag danner beskyttel -
temperaturer øges oxidationshastigheden og dermed tykkel- sesbarrier e
sen af oxidlaget. Oxidationslaget fungerer som en beskyttelsesbarriere,
der hæmmer adgangen af ilt ind til metaloverfladen.
Med stigende temperatur og oxidlagtykkelse opstår de r
spændinger mellem metallet og den tiltagende oxidbelægning,
som til slut får belægningen til at slå revner og skalle af .
Den temperatur, hvor dette sker, kaldes materialets skal- Skalningstemperatu r
ningstemperatur. Da dette ikke er nogen entydig temperatur,
angives skalningstemperaturen i praksis ved den temperatur,
hvor oxidationshastigheden i tør luft er 1 g/m 2h, der svarer
til 1 mm/år.
Oxidlaget på ulegerede kulstofstål består af magnetit (Fe,O,), der e r
stabilt op til 570°C . Ved højere temperaturer er magnetit ikke stabilt
. I stedet dannes wüstite (FeO), der til gengæld ikke er stabilt ve d
lavere temperaturer. Ved legering med især krom opnås en kompleks
jern-kromoxydbelægning, som er stabil, og som er tættere
overfor diffusion af ilt ind til metaloverfladen . Varmebestandigheden
af materialet øges, som det fremgår af figur 3 .4, næsten proportionalt
med kromindholdet . En yderligere forbedring af oxidlagets
beskyttelsesevne opnås ved at anvende legeringer med aluminium
og silicium, se figur 3 .5 og 3 .6. Temperaturens indflydelse på
de mekaniske egenskaber er nærmere beskrevet i kapitel 14 .
Ved dannelse af fastsiddende og beskyttende oxidlag følger oxida -
tionsforløbet formlen :
hvor
d 2 = k• t
d = materialetabet (tykkelsen af glødeskalslaget for
u- og lavtlegerede stål er 2,1 • d )
k = oxidationskoefficienten (afhænger af gasmiljøet ,
materialet og temperaturen )
t = tiden
39
Legering med krom, aluminiu m
og silicium øger varmebestandighede
n

Figur 3 .4
Effekt af krom på skalningstem -
peraturen af stål i luft .
0 1 2
Aluminiumindhold
Figur 3 . 5
Effekt af aluminium på korrosionstabet
af 6% Cr-stål i luft
3%
°C
1100-
1000-
900 -
800 -
700 -
1200 -
500 -
0,1 mm/å r
~
2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28 %
Kromindhold
800°C
1200 -
500 -
150 -
100 -
50 - 50 -
10 - 10 -
5 - 5 -
900° C
0 1 2 3 4' i
5 %Si 0 1 2 3 4 5 %S i
Siliciumindhold Siliciumindhold
Figur 3 . 6
Effekt af silicium på korrosionstabet af 6% Cr-stål ved 800-900°C i luft
Tykkelsen af oxidlaget vokser parabolsk med tiden . Såfremt
oxidlaget revner eller skaller af, vil korrosionen ændre karakter
og oxidationen blive næsten lineær med tiden .
I tabel 3 .1 er angivet den maksimale anvendelsestemperatu r
for oxydationsbestandigheden for ulegerede og lavtiegered e
stål :
40

Tabel 3 . 1
Maks . temp . °C
Ulegeret St. 37, St. 35 .8, H II
50 0
Lavtlegeret (0,3 Mo) 15 Mo 3 53 0
Lavtlegeret CorTen A 56 0
Lavtlegeret (1 Cr 0,5 Mo) 13 CrMo 4 4 56 0
Lavtlegeret (2,25 Cr 1 Mo) 10 CrMo 9 10 590
Tilstedeværelse af klor og kloridholdige forbindelser i varme gasser Klor nedsætter materialers
kan nedbryde materialets beskyttende oxidbelægning og dermed varmebestandighed
materialernes bestandighed ved temperaturer over ca . 350°C . Kor-
rosionsprocesserne, der kan være meget komplekse, beror i prin-
cippet på, at der på metaloverfladen under oxidbelægningen op-
står et ikke vedhæftende lag af metalklorider. Nogle, f .eks. jernklo -
rid, er flygtige med en sublimationstemperatur på ca . 350"C .
Herved forhindres en dannelse af et fastsiddende og beskyttend e
oxidlag .
Sulfidkorrosion 3.3 . 2
Svovl forekommer i de fleste røggasser fra forbrænding a f
kul, olie og i ringe mængde også i gas . Under reducerend e
forhold, dvs. i iltfrie gasser, danner svovl ved korrosionsangreb
metalsulfid på materialeoverfladen . Da den korrosions- Svovl nedsætter varmebestan -
hæmmende effekt af et sulfidlag på overfladen er mindre digheden
end for et tilsvarende oxidlag, er bestandigheden ringere i
svovlholdige atmosfærer. Sulfidkorrosion forekommer også i
iltholdige gasser, idet der lokalt f .eks. inde i belægninger på
materialeoverfladerne kan forekomme reducerende forhold .
Katastrofalt angreb af svovl forekommer i højtlegerede nik- Katastrofal sulfidkorrosion i
kelholdige materialer ved, at svovl sammen med nikkel dan- nikkelholdige legeringe r
ner et eutektikum med et smeltepunkt på 645°C . Dette fæno -
men forekommer kun i reducerende svovlholdige gasser ,
men umuliggør hertil anvendelsen af nikkelholdige legeringer
over denne temperatur .
Korrosion i smeltede salte 3 .3 . 3
Smeltede salte kan forekomme som belægninger på de varme
overflader i kedeloverhedere og i forbrændingsmotorer .
Blandinger af natrium- og kaliumsulfater samt vanadiumfor -
4 1

Smeltede salte kan opløse det bindelser med lave smeltepunkter danner her en delvist fly -
beskyttende oxidlag dende belægning på overfladen . Korrosion opstår, når belægninger
med blandt andet et højt indhold af vanadium kan
opløse det beskyttende oxidlag på metaloverfladen og dermed
forøge korrosionshastigheden stærkt . Korrosion af smeltede
salte kan imødegås ved at anvende additiver, der danner
salte med et højt smeltepunkt, f .eks. calcium .
3 .3 .4
Varmebestandigheden nedbrydes
ved binding af krom ti l
kulstof
3 .3 .5
I en fast oxidbelægning finder transporten af ilt sted ved diffusion .
Denne proces er relativt langsom og er faldende med stigende tyk -
kelse af oxidlag og belægninger. Dannelse af en belægning af
smeltede salte på metallets overflade indvirker på korrosionsmekanismerne
ved at danne en flydende elektrolyt, som er ledende og
derved giver mulighed for langt hurtigere forløbende elektrokemi -
ske korrosionsprocesser. I den smeltede saltbelægning kan ioner,
f .eks . ilt, transporteres fra den udvendige overflade mod gassen o g
ind til metallets overflade, hvor selve korrosionsprocessen finde r
sted. Tilsvarende kan metalioner transporteres den anden vej . Korrosionsforholdene
vil derfor være afhængige af saltsmeltens elektrokemiske
egenskaber i forhold til det aktuelle materiale .
Smeltede salte kan også forekomme i industrielle procesanlæg og i
forskellige saltbade til behandling af materialer til værktøjer m .m .
Opkulnin g
Kulstof kan ved høj temperatur og i en kulstofholdig atmosfære
diffundere ind i materialet. Ved reaktion med legeringselementerne
dannes karbidudskillelser. Herved bindes specielt
krom, hvorved bestandigheden af legerede materialer
ødelægges, idet krom ikke længere er til rådighed for dannel -
sen af et beskyttende oxidlag. Legering med nikkel og silicium
forbedrer imidlertid materialernes bestandighed overfo r
opkulning .
Opkullende gasatmosfærer forekommer ved forgasning af fast e
brændsler som kul, træ og halm, samt ved understøkiometrisk for -
brænding (forbrænding med luftunderskud) . Endvidere forekom -
mer opkullende atmosfærer i en række industrielle anlæg, eksempelvis
i olieraffineringsanlæg, i petrokemiske procesanlæg, varme -
behandlingsovne til indsætningshærdning af stål til værktøjer m .m .
Hydrogenangreb (brintangreb)
Brint under højt tryk og temperatur diffunderer let gennem stål o g
42

s.
andre metaller . Ved temperaturer over ca . 250°C reagerer brint
med kulstofholdige jernfaser (cementit, perlit, bainit m .m) i materi -
alet under dannelse af metan (CH 4). Metan samles inde i materia- Styrke og duktilitet mistes ved
let, der mister sin styrke og duktilitet . Skader på et tryksystem sker methandannelse i materiale t
typisk ved en sprængning med et deformationsløst brud .
Brint under højt tryk forekommer især i raffinaderi- og i petrokemi -
ske anlæg . Kulstoffet i lavtlegerede stål med krom og molybdæ n
danner stabile karbider og anvendes i disse formål som angivet i
henhold til Nelson diagrammet figur 3 .7 .
° c
700
600
500
400 -
(b
y 300 -
1 .25Cr-0,5Mo stål
a
E
Uleqeret stal
200
0 5 10 15 MPa
Brintpartialtryk
Brintblister i 2.25Cr-1 Mo
2 .25Cr-1 Mo stål _
Under særlige forhold kan hydrogenangreb endvidere forekomme i
højtryksdampkedler med tryk over 50 bar og 325°C .
Nitrering (kvælstofangreb)
Figur 3 . 7
Nelson-diagram for anvendels e
af stål i brintatmosfære ved høj
temperatur og tryk
Kvælstof på atomar form kan i lighed med kulstof diffundere ind i Varmebestandighed nedbryde s
stålmaterialer og reagere under dannelse af nitrider, hvorved krom ved dannelse af nitride r
og andre legeringselementer bindes . Da kvælstof i atmosfæren fin -
des på stabil molekylær form som N2, vil der ikke ved de fleste nor-
malt forekommende anvendelser være risiko for nitrering af mate-
rialerne . Kemiske procesanlæg, samt ovne til nitrering af værktøjs-
stål, hvori anvendes krakket ammoniak, indeholder derimod kvæl -
stof på atomar form, der kan diffundere ind i de anvendte metallis-
ke materialer. Stållegeringernes modstandsevne overfor nitrerin g
øges med nikkelindholdet, som angivet i figur 3 .8 .
43
3 .3 . 6

Figur 3 .8
Effekt af nikkel på korrosionsbestandigheden
i nitreringsovn ve d
525-565°C
mm/å r
O
44
5,0 -
4,5 -
4,0 -
3,5 -
3,0 -
2,5 -
2,0 -
1,5 -
1,0 -
0 i i i i i i
0 10 20 30 40 50 60 70 80 'o 90 °/u N i
Nikkelindhold
i

Kombinerede effekter 4
Spændingskorrosion 4 . 1
De fleste metaller og legeringer kan revne ved spændingskorrosion,
hvis de samtidig udsættes for mekaniske spænd -
inger og en bestemt korrosionspåvirkning . Ved spændings -
korrosion er det kun ganske små mængder metal der korro -
derer, men de herved dannede revner kan totalt ødelægge
metallet på ganske kort tid (i værste fald på minutter!) . Det
er derfor af største betydning at undgå spændingskorrosion ,
når materialevalg og driftsforhold fastlægges.
Revneforløbet kan være interkrystallinsk eller transkrystallinsk,
alt efter metal og korrosionspåvirkning.
Nogle velkendte typer af spændingskorrosion er :
• ludskørhed i stål . Angrebet sker som interkrystallinsk korrosion
ved høje temperaturer og høje pH-værdier. I dampkedlernes
barndom var ludskørhed årsag til mange kedel -
eksplosioner, ofte med tab af menneskeliv til følge .
• revnedannelse i messing, grundet tilstedeværelse af ammoniak
eller aminer . Forløbet er interkrystallinsk under neutrale
forhold, men transkrystallinsk under sure eller basiske
forhold .
• transkrystallinsk spændingskorrosion i rustfrit stål me d
austenitisk struktur, forårsaget af høj temperatur og chlorider.
Normalt sker dette angreb ikke under temperaturer p å
50-55°C, selv ved høje chloridkoncentrationer. Der kende s
dog også eksempler på spændingskorrosion ved stuetemperatur,
f.eks. på stærkt belastede emner i svømmehalsatmosfærer.
De nøjagtige mekanismer for spændingskorrosion kende s
kun delvis, og der forekommer tilsyneladende flere forskellige
mekanismer. Det antages at første trin er en mekanisk
ødelæggelse af oxidlag på metaloverfladen, forårsaget a f
trækspændinger. Korrosionen angriber det blotlagte metal ,
og revnen skrider frem under vekselvirkning mellem spændingsbetinget
frilæggelse af metal og korrosion . Man har
påvist, at korrosionsmiljøet i spidsen af en spændingskorro -
45

Trykspænding/trækspænding
4 .2
4.2 .1
sionsrevne altid indebærer en karakteristisk kombination a f
pH-værdi og korrosionspotentiale, og altid er sådan, at der er
mulighed for brintudvikling .
Spændingskorrosion sker ikke, hvis der kun forekomme r
trykspændinger i metaloverfladen. Det kan opnås ved såkaldt
shot peening, d.v.s. bombardement af overfladen med
små stålkugler. En generel nedbringelse af spændingsniveau -
et, f .eks. ved en udglødning, kan også være en løsning . Endelig
kan man forebygge spændingskorrosion ved at undgå, at
det specifikt aggressive miljø opstår.
Brintskader (hydrogenskader)
Mange metaller og legeringer er følsomme over for brint, for -
stået på den måde, at deres evne til at modstå trækspændinger
reduceres . Brint kan udvikles både under produktionen,
bearbejdningen og brugen af metallerne .
De hyppigste kilder til brint er korrosion (pH < 5), svejsning,
bejdsning, elektrolyse, katodisk beskyttelse eller direkte kontakt
med gasformig brint.
Skaderne, som følge af brintpåvirkningen, kan ytre sig p å
følgende måder :
• Blisterdannelse
• Brintskørhed
• Revnedannelse
• Hydrogenangreb
• Dannelse af hydrider
Blisterdannels e
Blisterdannelse optræder typisk i legeringer med lav styrke .
Brinten, der diffunderer ind i materialer på atomar form, kan
rekombinere og danne molekylær brint (H 2) i mikrohulrum ,
fasegrænser og lamineringer. Den gasformige brint kan udvikle
så høje tryk (op til 10.000 atm.), at der dannes revner i
materialet. Ligger revnerne tæt ved overfladen, kan trykke t
åbne revnerne, således at der dannes buler på overfladen .
Fænomenet ses i både stål, rustfrit stål og aluminiumlegeringer.
46

Brintskørhed 4.2 .2
Brintskørhed optræder hyppigst i højstyrke-kulstofstål og i
de martensitiske og udskillelseshærdelige rustfrie stål . Fænomenet
kendes også i højstyrke-aluminiumlegeringer .
Brintindtrængningen sker på samme måde som ved blisterdannelse
.
Brintskørheden medfører, at materialet kan udvise sprødbrud
selv ved spændinger under flydespændingen . For et give t
brintindhold stiger tendensen til brintskørhed med aftagend e
tøjningshastigheder. Den skadelige virkning af en forbigående
brintpåvirkning kan ofte elimineres ved en varmebehandling
(150-200°C), der tillader brinten at diffundere ud igen .
Revnedannelse 4.2 .3
I svært gods kan revnedannelse optræde, hvis der udskille s
molekylært brint i et i forvejen brintskørt materiale . Brinten
kan tilføres materialet allerede under udstøbningen, og d a
opløseligheden af brint aftager voldsomt med temperaturen ,
kan det indre af materialet blive overmættet med brint ve d
stuetemperatur . Ved overfladen når brinten sædvaligvis a t
diffundere ud .
Revnedannelsen sker altid under afkølingen efter en valsning
eller smedning, men aldrig under afkøling efter udstøbning.
Revnerne observeres normalt i de smedede korn eller i
sejringsbånd .
Hydrogenangreb 4.2 .4
Ved temperaturer over 220-350°C vil stål, der er udsat for et
brintpartialtryk på over 7 bar, nedbrydes, idet brinten reagerer
med cementitten under dannelse af methan . Styrken fal -
der samtidig med, at der opstår risiko for revne- eller blæredannelse.
Skaderne som følge af et hydrogenangreb kan ikke
udbedres ved en varmebehandling.
Også kobber kan angribes af hydrogen . Indeholder kobbere t
ilt i form af kobberoxider, kan hydrogenen reagere med ilte n
under dannelse af vanddamp . Vanddampen har en meget la v
diffusionshastighed og forbliver følgelig i kobberet, hvor den
kan give anledning til revne- og blæredannelse .
47

4 .2 . 5
4.3
Dannelse af hydrider
En række metaller danner villigt hydrider ved kontakt me d
hydrogen. Hydriderne giver anledning til en betydelig styrkeøgning
(udskillelseshærdning), der samtidig ledsages af e t
voldsomt fald i duktilitet og sejhed, eventuelt med revnedannelse
til følge .
Hydrogenen tilføres let til metallet under smeltning eller
svejsning, og hydriderne dannes under den efterfølgende af -
køling. Det kan i denne forbindelse nævnes, at også en katodisk
strømbelastning kan give anledning til hydrogenudvikling
med efterfølgende hydriddannelse til følge .
Blandt de metaller, der danner hydrider, kan nævnes titan ,
tantal, zirconium og deres legeringer .
LME (Liquid Metal Embrittlement )
LME er den gængse betegnelse for et sprødhedsfænomen ,
som på dansk kan oversættes til flydende metalforsprødning
.
Fænomenet optræder, når et metal eller en legering samtidig
udsættes for trækspændinger og kontakt med et andet flydende
metal . Ud over at give anledning til sprødhed kan
fænomenet også ytre sig ved en hurtigt fremskridende revnedannelse
.
Typiske situationer, hvor LME kan volde problemer, er under
svejsning af galvaniserede emner, utilsigtet opvarmning af
cadmierede bolte, varmforzinkning af stål eller lodning med
messinglod .
Tabel 4 .1 side 49 giver en oversigt over nogle af de metaller,
der kan fremkalde LME i forskellige grundmaterialer .
48

Tabel 4 .1 Kombinationer af grundmateriale og smeltet metal, som i
praksis har ført til Liquid Metal Embrittlemen t
Grundmateriale
Jernbaserede
legeringe r
Kobberbasered e
legeringe r
Zinkbasered e
legeringe r
Aluminiumbaserede
legeringer
Korrosionsudmattels e
LME-givende metaller og legeringe r
Al, Sb, Bi, Cd, Cu, Ga, In, Li, T1, Sn ,
Zn, Hg
hårdlod, Pb-Sn lod, lejemetaller
Pb + leg, Pb tillegeret stål
Hg, Pb, Sn, Li, Na, Bi, In,
Pb + Bi, Pb + Sn, Pb + Ag,
Ga + le g
Hg, Ga, Sn, In
Pb + Sn
Sn, Ga, Na, In, Zn
Hg + le g
Sn + Zn, Pb + Sn
Som navnet siger, dækker korrosionsudmattelse over en ned -
brydningsmekanisme, hvor en udmattelsespåvirket komponent
eller konstruktion tillige udsættes for et korrosivt an -
greb .
Den kombinerede effekt vil generelt medføre en reduktion a f
levetiden. Udmattelsesrevner kan starte ved lavere pålagt e
spændinger, og når først revnerne er initieret, vil de voks e
hurtigere .
I mange tilfælde med korrosionsudmattelse vil den fra luf t
kendte udmattelsesgrænse helt forsvinde, således at der ikke
er nogen grænse, hvorunder udmattelse ikke vil opstå .
Figur 4 .1 viser Wöhler-kurver for et kulstofstål, et 13% krom -
stål og en aluminumlegering udmattet i luft og forskellig e
kloridopløsninger.
I et senere afsnit vil der blive givet en mere detaljeret gennemgang
af relevante materiale-/miljøkombinationer .
49
4.4

MPa
MPa
0,35% kulstofstå l
los 106 107 108
Antal påvirkninge r
500– 13% Kromstå l
450 –
400 –
350 –
300 –
250 –
200
15 0
100
50
0
10 3 104 los 106 107 108 109 101 0
Antal påvirkninger
MP a
150
104
tos
Antal påvirkninge r
AI- 5,5 Zn- 2,5Mg -1,5C u
0,5 M NaC l
207 MN/m2 middelspænding
Luf t
Figur 4 . 1
Wöhler -kurver i forskellige miljøer for a) kulstofstål, b) 13% kromstål,
c) en aluminiumlegerin g
50

Slid + Korrosion 4 .5
Det har allerede været nævnt at korrosionsprodukter ofte ud -
fældes på metaloverfladen, hvorved korrosionen bremse s
mere eller mindre . Hvis der forekommer en slidpåvirkning ,
som med mellemrum fjerner det beskyttende lag af korrosionsprodukter,
vil ubeskyttet metal stadig blive udsat fo r
angreb. Derfor kan slid mangedoble angrebets hastighed ,
selv om slidpåvirkningen ikke skader selve metallet, me n
blot dets korrosionsprodukter.
Et mildt slid kan dog også være gavnligt . F.eks . er oxidhinden
på rustfrit stål ganske solid og tåler en betydelig grad a f
slidpåvirkning, som da blot holder overfladen ren . Dette er
normalt en fordel for opretholdelse af oxidhinden .
Erosionskorrosion (turbulenskorrosion) 4 .6
Også en strømmende væske kan medføre en mekanisk påvirkning,
der sammen med korrosion udløser en speciel angrebsform.
Hvis væskestrømmen lige op til metaloverfladen
er tilstrækkelig kraftig, kan slid og korrosion i fællesska b
medføre turbulenskorrosion . Det sker på steder, hvor strømningshastigheden
er høj, og indtræffer lettest hvor strømningen
forstyrres, f.eks. lige efter en bøjning. I rørvarmevekslere
ses turbulenskorrosion ofte kun i indløbsenden, idet væske -
strømningen længere nede i røret overgår til laminar strømning.
Et sådant angreb omtales ofte som indløbskorrosion .
Turbulenskorrosion er typisk for kobber og dets legeringer, Kobberlegeringe r
og ses kun sjældent i andre metaller. Almindelige rørinstallationer
af kobber tåler kun vandhastigheder på 0,6-0,9 m/sek .
i havvand og 1-1,5 m/sek. i varmt brugsvand . I havvandsinstallationer
bruges rent kobber af denne grund kun sjældent .
Der vælges i stedet f.eks. aluminiummessing (22% zink, 2 %
aluminium) eller kobber-nikkellegeringer, som tåler væsentlig
højere strømningshastigheder .
Hvis korrosionspåvirkningen nedsættes, f .eks. ved en sænkning
af iltindholdet, kan de tilladelige strømningshastigheder
øges .
51

Miljøparametrenes indflydelse på 5
korrosionen
I afsnittet om korrosionsprocesser blev det vist, hvorledes korrosionsprocessen
er et resultat af samtidigt forløbende elektro -
kemiske korrosionsreaktioner. I dette kapitel beskrives, hvor -
ledes korrosionen påvirkes af de praktiske miljøparametre .
Der tages her udgangspunkt i korrosion i væskefase, idet parametrene
ved atmosfærisk korrosion og jordbundskorrosion
behandles i kapitlerne om korrosion i disse miljøer.
Korrosion i væskefase («våd korrosion«) 5 . 1
Korrosion i væskefase er betegnelsen for den situation, hvor
den korroderende metaloverflade er helt dækket af den korroderende
elektrolyt . Eksempler er den indre overflade af
væskefyldte kar eller rør samt genstande, der er nedsænked e
i væsken . De faktorer, der her styrer korrosion, er :
1. væskens pH
2. iltindhold
3. temperature n
4. ledningsevnen
5. art og koncentration af opløste salt e
pH 5 .1 . 1
Væskens pH-værdi har en dobbelt virkning på korrosionsforholdene
. For det første er det pH-værdien, der bestemmer om
det er iltreaktion eller brintudvikling, der er den dominerende
katodeproces. Dernæst bestemmer pH-værdien i hvilke n
udstrækning, der kan dannes uopløselige korrosionsprodukter,
der kan yde en vis beskyttelse og i bedste fald føre til fuldstændig
passivitet. Et udmærket eksempel er jerns korrosions -
hastighed som funktion af pH-værdien, der ses på fig . 5 .1 .
Under pH 4 stiger korrosionshastigheden kraftigt med faldende
pH . I dette område dannes opløselige korrosionsprodukter,
således at der ingen hæmning fås fra disse. Hastigheden styres
af katodereaktionen, der er brintudvikling, og derfor observeres
en kraftig afhængighed af pH i dette område. I området
fra 4 til 10 er korrosionshastigheden stort set uafhæn -
gig af pH . I dette område er brintudviklingshastigheden aftaget
så meget, at den er forsvindende i forhold til iltreduktio -
53

Figur 5 .1 .
Jerns korrosionshastighed som
funktion af pH
mm/år
1 -
0,75-
0,50-
Brintudvikling
begynder
0 I 1 1 I 1 I I I 1 I I
14 13 12 11 10 9 8 7 6 5 4 3 2pH
nen i væsker der har kontakt med den atmosfæriske luft. For
at ilten kan reduceres på metaloverfladen, må den først transporteres
fra væskeoverfladen. Det er denne transport, de r
sker ved omrøring og diffusion, der bliver hastighedsbestemmende,
og korrosionen styres af iltindhold og omrøring, der
er pH-uafhængig . Det er stadig katodereaktionen der styrer
korrosionen . Uopløselige korrosionsprodukter dannes, men
de er ikke tætte, og selv om de kan vanskeliggøre iltadgangen
til metaloverfladen, yder de ingen egentlig beskyttelse.
Mellem pH 8 og 10 begynder laget af korrosionsprodukter a t
blive tættere efterhånden som pH stiger og dermed blive r
hæmningen af anodereaktionen større. Katodereaktionen er
Passivering ved høje pH-værdier stadig iltreduktion og dermed pH-uafhængig . Over pH 10
begynder passivitet at indtræde, og denne er fuldstændig nå r
pH overstiger 12 . Korrosionsprodukterne er nu et ret tyndt,
tæt lag af magnetit og ferrioxid . Anodereaktionen er stærk t
hæmmet. Der er nu fuldstændig anodisk kontrol af korrosionen.
Katodereaktionen er stadig iltreduktion .
5 .1 .2 Iltindhold
Som det ses af ovenstående, vil korrosionen i de tilfælde,
hvor katodereaktionen er iltreduktion, styres af iltindholdet i
væsken, og korrosionen kan helt undertrykkes ved fjernels e
af ilten fra væsken . Det er denne effekt, der anvendes ved
54

korrosionsbeskyttelse i lukkede anlæg, for eksempel central -
varmeanlæg .
Da forøget flow betyder bedre ilttilgang til metaloverfladen ,
vil forøget flow også forøge korrosionspåvirkningen fra væsken
.
Temperatur 5 .1 . 3
Temperaturen har den indflydelse på de elektrokemiske re -
aktioner som på andre kemiske reaktioner, at hastigheden
fordobles for hver 10 graders temperaturstigning . Hvor der
er tale om transportstyrede reaktioner som ved iltreduktionen,
vil hastigheden stige med temperaturen, fordi iltdiffusionen
stiger med temperaturen . Her fordobles hastigheden
for hver 30 graders temperaturstigning. Imidlertid vil stigende
temperatur gradvist nedsætte opløseligheden af ilt i van -
det, således at ved højere temperatur bliver det nedsatte iltindhold
afgørende for korrosionshastigheden. Forholdene afspejles
på figur 5.2, der viser jernets korrosionshastighed som
funktion af temperaturen .
Ledningsevne 5 .1 .4
Stigende ledningsevne letter korrosionen. Imidlertid er det
sjældent, at ledningsevnen har afgørende virkning under hel t
neddykkede forhold . Det er som regel andre faktorer, der bestemmer
hastigheden . I tilfælde af lokalelementer, som ved
mm/å r
0,50 -
0,25 -
0 40 80 t°C
55
Figur 5 .2 .
Jerns korrosion under iltadgan g
som funktion af temperaturen

5.1 .5
Figur 5 . 3
Korrosionshastighed af stål som
funktion af natriumkloridindholdet
galvanisk korrosion, spalte- eller tildækningskorrosion ka n
ledningsevnen have indflydelse på lokalangrebenes udseende
og omfang.
Salte
Arten og koncentrationen af opløste salte har indflydelse på
korrosionen. Udover at forøge ledningsevnen har næsten alle
salte en større eller mindre indflydelse på korrosionen gen -
nem adsorption. Chloridionen er kendt for sin evne til at
nedbryde oxidlag og fremkalde lokalangreb, en egenskab der
også kendes fra de andre halogenidioner . Effekten skyldes, at
disse ioner adsorberes kraftigt til overfladen .
Komplexbindere kan have både en korrosionsfremmende og
-beskyttende effekt . Hovedreglen er den, at hvor der danne s
opløselige komplexer, kan komplexbinderen virke opløsend e
på beskyttende lag og vil dermed være aggressiv. Dannes de r
uopløselige komplexer, kan stofferne virke korrosionsbeskyttende.
Man taler da om korrosionsinhibitorer. Et eksempe l
herpå er benzotriazol, hvor det dannede kobberkomplex e r
uopløseligt og dannes som et tæt beskyttende lag på kobber -
legeringer.
Oxiderende stoffer som nitrit og chromat virker også som inhibitorer,
idet de ved deres oxidationsevne provokerer dannelsen
af tætsiddende oxidlag (passivitet) .
Stigende saltindhold nedsætter opløseligheden af ilt i vande t
hvorved den generelle korrosionshastighed kan nedsættes .
Lokalkorrosion (galvanisk korrosion, spalte- og tildæknings -
korrosion) vil dog stadig kunne være et problem . Figur 5 . 3
viser korrosionshastigheden som funktion af saltindholdet.
56
0
5 10 1 15 20 25 % NaCL

Miljøparametrene og de enkelte metaller 5 .2
De ovenstående betragtninger om miljøparametrenes indflydelse
er generelle, og sigter primært på ulegeret stål . Ved korrosion
af rustfrit stål, nikkel og titan vil nogle af miljøparametrene
være stærkt dominerende, mens andre vil være a f
underordnet betydning.
For rustfrit stål skyldes korrosionsbestandigheden en gansk e
tynd hinde af kromoxider . Hvis denne hinde kan opretholdes
sker der ingen korrosion, men hvis den lokalt nedbrydes ka n
der lokalt ske meget hurtige angreb. I langt de fleste tilfælde
kan oxidhindens stabilitet forudsiges alene ud fra kendska b
til den omgivende væskes kloridindhold og temperatur ,
mens pH-værdi, øvrige salte m .m. er næsten uden indflydelse.
Selv iltindholdet kan være af underordnet eller mere indirekte
betydning. Højt iltindhold medfører dog altid øget korrosionspotential
og dermed større risiko for korrosion .
For nikkels vedkommende kan nævnes en usædvanlig alkalibestandighed
. Selv ved ekstreme pH-værdier og ved høj e
temperaturer danner nikkel effektivt beskyttende overfladelag,
under forhold hvor f.eks. stål, rustfrit stål og titan angribes.
Tilsvarende er titan bestandigt over for mange stærkt iltende
medier, f.eks. hypoklorit og ferriklorid, hvor hverken
rustfrit stål eller nikkel kan anvendes .
Miljøparametrenes nærmere indflydelse på korrosion af rustfrit
stål, nikkel og titan er beskrevet i Kap . 6-10 .
57

Rustfrit Ståls Korrosionsforhold i 6
Vandige Systemer
Rustfrit stål tilhører gruppen af passiverbare metaller, hvis Passive oxide r
korrosionsbestandighed skyldes dannelsen af en beskyttende
film af oxider på overfladen af stålet. For rustfrit stål er det
passiverende metal krom, og filmen består af kromoxider . I
flere kvaliteter rustfri stål (de "syrefaste" typer) er der endvidere
tilsat molybdæn, så filmen består af både krom- og molybdænoxider.
Såfremt denne film holdes intakt, er stålet be -
skyttet, men så snart den brydes og ikke gendannes tilstræk -
keligt hurtigt, vil der være risiko for korrosion .
Langt hovedparten af det rustfri stål anvendes i kontakt med
vandige medier, og det er derfor naturligt at få kortlagt, hvilke
faktorer i disse miljøer, der spiller ind, når der skal vælges
materiale til en konstruktion. De korrosionsformer, man risi- Korrosionsforme r
kerer ved rustfrit stål i neutrale, vandige medier er :
• grubetæring ("pitting", afsnit 3 .2 .2)
• spaltekorrosion (afsnit 3 .2 .3 )
• tildækningskorrosion (afsnit 3 .2.4)
• interkrystallinsk korrosion (afsnit 3 .2.6 og 15.1) og
• spændingskorrosion (afsnit 4 .1 + 12 .1 )
De tre førstnævnte former går under fællesbetegnelsen lokalkorrosion
og viser sig ved at stålet på et lille, lokalt område
korroderer voldsomt, mens resten forbliver intakt . Lokalkorrosion
kan sammen med interkrystallinsk korrosion principielt
opstå under alle mulige temperaturforhold. Spændings -
korrosionen derimod er hovedsagelig noget, der ses ved temperaturer
på 60-70°C eller derover. En nærmere beskrivelse af
rustfrit stål og spændingskorrosion er at finde i kapitel 12 .1 .
I stærkt sure medier vil man endvidere kunne risikere gene -
rel korrosion (fladetæringer) . Dette er beskrevet i kapitel 7 .
Normalt afhænger risikoen for lokalkorrosion i rustfrit stål af Lokalkorrosio n
følgende faktorer :
• kloridindholdet
• pH (surhedsgraden )
• temperaturen o g
• korrosionspotentialet
59

6 . 1
Kommunevand
Kritisk pitting-temperatur
Generelt stiger risikoen for lokalkorrosion ved højt kloridindhold,
høj temperatur, højt korrosionspotential og lav pH .
Korrosionspotentialet kan nærmest betegnes som den iltningskraft,
stålet er påvirket af, og er nærmere defineret i kapitel
3 .1.3 . pH diskuteres mere indgående . i det efterfølgend e
kapitel 7 .
I de følgende afsnit gennemgås nogle af de mere almindelig e
vandige medier, deres korrosivitet, og de rustfri ståls korrosionsbestandighed
i medierne .
Brugsvan d
Brugsvand (kommunevand, råvand, vandhanevand) vil typisk
have en pH omkring neutral eller svagt basisk (>7) . Kloridindholdet
er oftest kontrolleret fra vandværkernes side og
når sjældent over 300mg/l (ppm) . 50-150 ppm klorid er mere
normalt. Temperaturen ligger som regel under 100°C, o g
vandet er som regel så tilpas iltet, at korrosionspotentialet for
de rustfri stål ligger i størrelsesorden +100-200 mV i forhold
til den mættede calomelelektrode (SCE) . Højere potentialer
ses sjældent.
Grubetæring, og spalte- og tildækningskorrosion er de almindeligst
forekommende korrosionsformer i brugsvand
ved lave temperaturer . Risikoen for grubetæring angives i
stålværkernes datablade normalt ved stålets CPT. CPT er den
"kritiske pitting-temperatur" d .v.s. den temperatur, over
hvilken der i et givet medie vil ske pitting (grubetæring) i e t
rustfrit stål . CPT er altså ikke nogen fast værdi, men afhænger
udover af stålets kvalitet af vandets kloridindhold, korrosionspotentialet,
pH og opløste salte .
Klorid Af disse faktorer er det især kloridindholdet og stålets korrosionspotential,
der har betydning, og almindeligvis afbildes
stålets bestandighed som en kurve, der (ved fast potential,
pH m.m .) viser CPT mod vandets indhold af klorider. Et eksempel
på sådanne kurver for et austenitisk rustfrit stål
SS 2343 (=AISI 316) er vist øverst side 61 :
60

0,02 0,05 0,1 0,2 0,5 1,0 2,0 %C1 -
Det ses, at jo højere kloridindholdet er i vandet (mod højre på
den vandrette x-akse), jo lavere er stålets CPT, og jo lavere
temperatur skal der til for at give grubetæring, d .v.s. jo større
risiko er der for ved en bestemt temperatur at få korrosion .
Tilsvarende ses det, at korrosionspotentialet (iltningskraften)
har stor betydning. Selvom kloriderne og temperaturen ha r
stor betydning for stålets bestandighed, er det stadig korrosionspotentialet
(iltningskraften), der er den drivende kraft for
korrosionen . 200 mVsCE giver således noget mere sikkerhed
mod grubetæring end de højere potentialer på 300-400 mV sCE .
Dette gælder helt generelt for alle rustfri stål .
Et korrosionsresistent stål vil have en høj CPT, men et mindr e
resistent stål vil have en lavere CPT. Dette ses af figur 6 .2,
som viser CPT for flere forskellige stål afhængig af vandet s
kloridkoncentration .
Det bemærkes, at kurven for SS 2333 er den lavest liggende ,
hvilket betyder, at af de viste stål er dette det, der er mest ud -
sat for grubetæringer . De ørige stål er mere resistente . SS 234 3
er næste trin på stigen, mens det ferritisk-austenitiske duplexstål
SS 2377 (SAF 2205, W.-Nr.1.4462) er endnu mere resi -
stent mod grubetæringer. Sanicro28 og 254 SMO er endnu
61
Figur 6 . 1
CPT- kurver for SS 2343-stål i neutralt
vand med varierende kloridindhold
. Over kurverne vil de r
ske grubetæring i stålet, men s
der ikke vil ske korrosion under
kurverne . De tre kurver referere r
til tre forskellige korrosions -
potentiale r
Korrosionspotentiale t

Figur 6 . 2
CPT-ku rver for forskellige type r
rustfri stål . Jo højere kurvern e
ligger, jo mere korrosionsresistent
er stålet. Korrosionspotentialet
er for alle stål 300 mVSCE .
AISI 316, Sanicro 28 og 254 SM O
er alle austenitiske stål, mens
SS 2376, SAF 2304 og SAF 2205
tilhører gruppen af duplexe,
rustfri stål
Spalte- og tildækningskorrosion
°C (°F)
100
(212)
80
(176)
6 0
(140)
40
(104)
2 0
(68)
Ingen grubetaering
0
(32) 0.01 0 .02 0.05 0 .10 0.20 0.50 1 .0 2 .0 %
Cr
mere korrosionsresistente end SAF 2205 og anvendes i praksis
til høje korrosionsmæssige belastninger.
Kurverne i figur 6.1 og 6.2 tager kun højde for risikoen for
grubetæringer. Såfremt der i konstruktionen er spalter, porer ,
flanger el .lign., vil der være risiko for spalte- og tildækningskorrosion.
Mekanismen for disse to korrosionsformer svarer
til mekanismen for grubetæring, idet en lille del af stålet korroderer
aktivt, mens resten af stålet forbliver uberørt.
Rustfrit stål har den i korrosionsmæssigt henseende uheldig e
egenskab, at det af sig selv kan skabe et kritisk miljø i de tillukkede
spalter. Selvom miljøet udenfor er almindeligt
brugsvand med 100 ppm klorid og neutral pH (7), kan de r
under korrosion i spalterne opstå et miljø med 5-15% klorid
(50-150.000 ppm!) og pH nede på 0-1, hvilket svarer til en
halvkoncentreret saltsyre . Dette er en ganske anderlede s
hård korrosionsmæssig belastning end brugsvandet udenfor,
og af denne grund er spalte/tildækningskorrosion normalt
en større risiko end grubetæringer. En tommelfingerregel siger
således, at der for et stål i et givet miljø (Cl-, pH, ilt . . )
normalt kan påregnes spaltekorrosion ved en temperatur, de r
er 20°C under CPT. Skal der vælges materiale til et bestem t
miljø, skal der altså, hvis der er spalter i konstruktionen, væl -
62

ges et stål, hvis CPT ligger mindst 20°C over driftstemperaturen
— og gerne endnu højere .
Brugsvand indeholder som regel kun op til 300 ppm klori d
svarende til 0,03% Cl- (den yderste venstre del af kurverne) .
Det lave kloridindhold gør, at de fleste af de bedre rustfri stål
ikke vil udsættes for hverken grubetæring eller spaltekorrosion
ved temperaturer op til 100°C .
Ved de almindelige 18/8-stål som SS 2333 vil der dog være
en vis risiko for pitting i brugsvand med 300 ppm Cl - ved en
temperatur på 70°C . Ved højere kloridindhold falder pitting -
temperaturen hastigt, og en tidobling af kloridindholdet ti l
3000 ppm kan give pitting allerede ved 30°C . Dertil kommer
risikoen for spaltekorrosion, som vil kunne ske allerede ve d
10°C . Dette betyder, at der selv ved let forhøjet saltindhold i
brugsvand vil kunne ske korrosion af SS 2333 ved stuetemperatur.
Dette kendes af mange, der har opvaskemaskiner .
Uafskyllet spisebestik, som får lov til at stå, kan få misfarvninger
på få dage som følge af begyndende, overfladiske pittingangreb
.
Figur 6.3 nedenfor viser et tilfælde af pitting i AISI 304-stål
fremkaldt af driftsbetingelser, som ligner varmt brugsvand .
Skal der bruges et rustfrit stål til brugsvand ved højere temperaturer
eller højere kloridindhold, er det nødvendigt at
bruge et mere resistent stål . I første omgang kan SS 2343 være
63
Figur 6. 3
Foto af pitting (grubetæring) i
rustfrit stålror fremstillet af materialet
AISI 304 (ÄSS 2333) .
Mediet i rørene har været 70° C
varmt vand med et kloridindhol d
på 500 pp m

løsningen, men i mere kritiske tilfælde kan det blive aktuelt
med endnu bedre materialer. Hvor langt op i stålkvalitet, man
skal ved et givet kloridindhold, gives der en ide om i figur 6 .2.
Forskellene i korrosionsresistens mellem de forskellige typer
stål hænger sammen med indholdet af legeringselementer.
De elementer, der i denne forbindelse er af størst interesse, er
krom og molybdæn, men derudover har også nitrogen en vi s
positiv effekt .
Stålets resistens mod grubetæring/pitting — kan udtrykkes
Pitting resistance equivalent ved en faktor kaldet "pitting resistance equivalent", PRE ,
(PRE) som kan udtrykkes ved følgende formel :
Nikkels betydning
PRE = %Cr+3,3• %Mo (6-1 )
Jo højere PRE, jo mere resistent er stålet mod grubetæring og
spalte- og tildækningskorrosion . SS 2333-stål (18%Cr, 0 Mo )
vil have en PRE på 18, mens det højere legerede SS 2343 (1 7
Cr, 2% Mo) vil have en PRE på 25. De meget højt legerede stå l
som 254 SMO og SAF 2507 (SS 2328) kan have PRE'er p å
over 40 .
For de nitrogenlegerede stål medtages nitrogenindholde t
også i PRE . Hvilken vægtfaktor, det sker med, synes der a t
være lidt uenighed om, men flertallet af de i litteraturen beskrevne
formler anvender vægtfaktoren 16 . Enkelte gange
kan man dog se faktorer helt oppe på 30 for duplex-stål,
mens 16 bibeholdes for de austenitiske stål . Med faktoren 16
ser den reviderede PRE (PREN) således ud :
PREN = %Cr+3,3•%Mo+16•%N (6-2 )
Det bemærkes, at nikkel ikke indgår i nogen af disse formler .
Nikkels betydning i rustfrit stål er primært som stabilisato r
af austenitfasen, men det har også en vis betydning, når korrosionsangrebet
er startet. Nikkel er et mere ædelt metal end
jern, og et højt nikkelindhold betyder bedre resistens ved al -
lerede initierede korrosionsangreb. Derimod spiller nikke l
ikke den store rolle, når det gælder helt at undgå, at korrosionen
starter.
Der er også et økonomisk aspekt i dette . Nikkel er i vore
dage et dyrt og tillige prismæssigt ustabilt legeringselement,
og ved at spare på nikkelindholdet og i stedet legere mere
64

krom og molybdæn til fås et mere korrosionsresistent stål for
færre penge. Dette er med stor succes blevet udnyttet ved
duplexstål (SS 2377, SS 2328 o.lign.), hvor man tillige ved a t
gå over i de tofasede, ferritisk-austenitiske legeringer opnår,
at stålet bliver mere resistent overfor spændingskorrosion
(afsnit 6.3) .
Havvand 6 .2
Forskellen mellem havvand og brugsvand er i første omgan g
det meget høje kloridindhold. Afhængig af hvor man er i
verden, kan det dreje sig om op til 3 1/2-4% NaCl svarende til
mere end 2% klorid. Havvand kan derfor til en vis grad be -
handles som brugsvand med meget højt kloridindhold, og
det ses af figur 6 .1 og 6.2 ovenfor, at en forøgelse af kloridniveauet
fra 300 ppm til 2% (20.000 ppm) har meget stor betyd -
ning for korrosionsforholdene for rustfrit stål . Et stål so m
SS 2333 klarer f.eks. fint 300 ppm Cl- ved 50°C (200 mVsc E )
uden at blive angrebet af spaltekorrosion, mens det i 3'/ %
saltvand ved 20°C vil nedbrydes af både spaltekorrosion og
pitting .
En formildende omstændighed ved havvand er til gengæld,
at det som regel er neutralt, og at temperaturen oftest er lav,
og kun i forbindelse med varmevekslere, kølere, afsaltningsanlæg
o.lign . kan man forvente temperaturer væsentligt over
30°C .
Mindre heldigt er det derimod, at man i koldt saltvand kan
risikere en vis biologisk aktivitet, som kan bidrage ved at hæve Biologisk aktivitet
stålets korrosionspotential . Erfaringsmæssigt ligger korrosionpotentialerne
for rustfrit stål 100-150 mV mere positivt i
naturligt havvand end i syntetisk saltvand med samme kloridindhold.
Naturligt havvand er derfor langt mere iltende
end sterilt saltvand, og betydningen heraf kan ses af figur
6 .1 . Dette er en relativ ny erkendelse, og praksis har vist, a t
naturligt havvand netop p .g .a . potentialerne er mere korrosivt
end syntetisk, laboratorieblandet vand med en ellers tilsvarende
kemisk sammensætning . Denne biologiske effekt er
ikke kun begrænset til saltvand, men ses også i chloridfattig t
spildevand (se afsnit 6 .4) .
P.g.a. det høje kloridindhold og de høje korrosionspotentiale r
er det meget afgørende for materialevalget, om stålet skal an -
vendes over vandlinien eller i neddykket tilstand . De helt
65

neddykkede forhold er de værste, idet man så udover pitting
også skal tage højde for spaltekorrosion, hvilket nedsætte r
stålets tolerance ganske betragteligt .
Over/under vandlinien Til brug over vandlinien i koldt havvand kan man ofte klar e
sig med stål af typen SS 2343, hvilket kan give misfarvninger,
men sjældent gennemtæringer. Anderledes er det under vandlinien,
hvor biologisk aktivitet og risikoen for spaltekorrosio n
gør, at det er nødvendig at gå langt op i legering . Stål som
254 SMO eller "super-duplex" SAF 2507 (SS 2328) eller Fer -
ralium 255 vil som regel kunne holde ved temperaturer op til
40-50°C uden spaltekorrosion og op mod 70-80°C uden pitting.
Endnu bedre resistens opnås med Avesta's sidste ny e
"superaustenitiske" stål 654 SMO, som bl.a . indeholder 7%
Mo og 0,5% N .
Havvand ved høje temperaturer Til højere temperaturer under iltadgang (f .eks. i varmevekslere)
kan de rustfri stål ikke længere holde, men må erstattes
af endnu mere resistente materialer som titan (kap .11 .2) eller
nikkellegeringer (Hastelloy, Monel o .lign., kap .11 .1). Uanset
hvilken af disse løsninger, der vælges, vil der dog blive tale
om en betragtelig merpris i forhold til de rustfri stål . Dette
gælder især ved nikkellegeringerne, som i pladeform let ka n
koste 250kr/kg (1992) .
6.3 Kølevand og fjernvarmesystemer
Høje temperaturer
Spændingskorrosion
Risikoen for alle former for korrosion stiger med temperatu -
ren, og grundet de høje temperaturer i kølevandssystemer vi l
der sådanne steder være stor risiko for korrosion. Brugsvan d
med 100 ppm klorid, som er uskadeligt for SS 2333 ved stuetemperatur,
vil give korrosionsskader i samme stål ved
100°C .
Netop p.g.a. temperaturen er den hyppigst observerede kor -
rosionsform ved de austenitiske stål spændingskorrosion (se
kap.12 .1). Denne korrosionsform er et resultat af en kombination
mellem indre trækspændinger og et korrosivt miljø og
giver sig udslag i relativt hurtige revnedannelser. Et eksempel
på spændingskorrosionsrevner i rustfrit stål ses nedenfor
i figur 6 .4 :
66

Figur 6 .4
Spændingskorrosionsrevner i en varmeveksler i rustfrit stål af type n
SS 2333 - fremkaldt af brug af kloridholdigt brugsvand (50 ppm Cl-)
ved en temperatur på tæt ved 110° C
Langt de almindeligste rustfri stål er de austenitiske af typen
SS 2333 og 2347 (2343), og uheldigvis er netop de austenitiske
stål særligt følsomme overfor spændingskorrosion . Dette
fremgår af figur 12 .5 i kapitel 12.1 (side 145), som viser tiden
til brud som funktion af nikkelindholdet i 18% kromstål .
Skal der anvendes rustfrit stål til høje temperaturer, er de r
principielt to veje at gå for at undgå spændingskorrosion :
• Der vælges et så resistent materiale, at der ikke er nogen
korrosionsrisiko overhovede t
• Miljøet skal kontrolleres, således at det kan lade sig gøre a t
anvende et mindre resistent og som regel billigere materia -
le .
I praksis, f.eks. i fjernvarmesystemer, vælges som regel de n
sidstnævnte løsning, da kravene til stål, der skal kunne klar e
67

Ilt og klorid
Vandbehandlin g
Ionbytning
brugsvand ved 100°C, er høje . Merudgiften ved at skulle
fremstille hele anlæg i 254 SMO eller tilsvarende dyre stål vil
ligge langt over prisen for en effektiv vandbehandling .
De to faktorer, som det kan komme på tale at regulere, er
dels iltindholdet og dels kloridindholdet i vandet. Iltindholde t
er meget kritisk, når det gælder spændingskorrosion, og selv
meget små iltmængder, helt nede på under 0,5 ppm, er tilstrækkeligt
til at fremkalde spændingskorrosion, når de øvrige
betingelser er til det. Dette betyder derfor, at et særdeles
effektivt afiltningssystem er nødvendigt, hvilket i øvrigt også
vil gavne det ulegerede, sorte stål, der er i systemet .
Kontrol af kloridkoncentrationen er mere almindelig og som
regel også en bedre løsning . Som det ses af figur 12.2 vil en
sænkning af kloridniveauet til 4-5 ppm sikre, at risikoen fo r
spændingskorrosion minimeres. Dette kræver i praksis e n
form for vandbehandling som f .eks. en ionbytter.
Den mest almindelige vandbehandling er at blødgøre vandet
med et ionbyttersystem bestående af kun en enhed, nemli g
en kat-ionbytter, som fjerner magnesium (Mg) og calciu m
(Ca) og erstatter dem med natrium (Na) . Derved mindske s
risikoen for udfældninger af kedelsten (CaCO3 og MgCO3) .
Desværre betyder dette system ofte, at kloridkoncentrationen
stiger i forhold til det ubehandlede vand, idet der ofte anvendes
kogesalt, NaCl, til regenerering af ionbytteren . Dermed
øges korrosionsrisikoen for det rustfri stål i takt med, at van -
det blødgøres . Denne negative sideeffekt kan afhjælpes, hvi s
kat-ionbytteren efterfølges af en an-ionbytter, som fjerne r
kloriden og erstatter den med f.eks . hydroxid, OH- .
I dobbelt-ionbyttet fjernvarmevand med et kloridniveau om -
kring de 4-5 ppm vil selv SS 2333-stål kunne holde sig fri af
spændingskorrosion ved 110°C . Der skal dog stadig udvises
stor opmærksomhed, idet lokal opkoncentrering af klorid i
vandet kan gøre forholdende mere kritiske . Dette kan f.eks .
ske i forbindelse med svejsefejl eller spalter eller i forbindelse
med utætte pakninger og deraf følgende udsivning og inddampning
af vand .
P.g.a. den store forskel i kloridkoncentration mellem det rene
fjernvarmevand og brugsvand med op til 300 ppm klorid vi l
selv meget små forureninger med brugsvand kunne bringe
68

kloridindholdet over de kritiske 6-8 ppm (jvf. figur 12.2). Det
skal derfor sikres, at der overhovedet ikke slipper brugsvan d
ind i fjernvarmesystemer f.eks. i forbindelse med påfyldning
af spædevand. Dette er en alt for almindelig årsag til korrosionsskader
i varmevekslere .
Spildevand 6 .4
Spildevand er på mange måder at sammenligne med brugs -
vand, idet det typisk vil være vand med relativt lavt kloridindhold,
og temperaturen vil som regel også være lav . Endvidere
kan spildevandet indeholde mindre mængder af andre
salte og organiske stoffer. Derudover må påregnes en vis mikrobiologisk
aktivitet, som heller ikke i samme målestok (forhåbentlig!)
findes i brugsvandet .
Så længe mængderne af (ikke kloridbaserede) salte er lille ,
har de ikke den store betydning for korrosionsforholdene for
rustfrit stål. Dette gælder f.eks. salte som sulfater og nitrater,
som nærmest har en gunstig effekt på stålets korrosionsresistens.
Erfaringerne har endvidere vist, at tilstedeværelsen a f
organiske stoffer nærmest virker hæmmende på korrosione n
af rustfrit stål . Også disse har derfor en gavnlig effekt .
Derimod kan den biologiske aktivitet gøre spildevandet meget Biologisk aktivitet
korrosivt. Erfaringerne har vist, at tilstedeværelsen af mikro -
organismer kan forårsage alvorlige korrosionsangreb i eller s
harmløst vand . Dette kendes normalt som mikrobiel korrosion ,
et fænomen, hvis betydning først er ved at blive erkendt indenfor
de seneste få år . Fænomenerne er ikke endelig klar -
lagt og derfor generelt dårligt beskrevet i litteraturen.
Hovedeffekten af mikroorganismerne i spildevand synes at Potentialeffekter
være, at korrosionspotentialet for stålet hæves betragteligt i for -
hold til potentialet for stålet i sterile opløsninger . Denne effekt
svarer til den, der ses for stål i naturligt havvand i for -
hold til syntetisk saltvand. Målinger foretaget på forskellig e
renseanlæg i Danmark har således vist, at korrosionspotentialet
i uheldige tilfælde kan stige til et niveau 300 mV højere
end potentialet for stålet i den sterile opløsning . Korrosions -
potentialer på helt oppe over +400 mV SCE er blevet målt i
vand med en sammensætning, der nogenlunde svarer ti l
brugsvand. Et korrosionspotential på +400 mVSCE lyder må -
ske ikke af meget, men betydningen af den mikrobielt inducerede
potentialstigning ses tydeligt i figur 6 .1. Stålets korro-
69

6 .5
Hypoklorit
sionsresistens blive reduceret betragteligt, hvilket i praksi s
har vist sig at kunne give alvorlige korrosionsskader i de
rustfri komponenter i renseanlæg.
Som regel måles de højeste potentialer i udløbsenden a f
renseanlægget, hvilket umiddelbart kan virke paradoksalt taget
i betragtning, at det urene vand "burde" være mere korrosivt.
Dette hænger sammen med, at vandet i udløbet e r
rent og godt iltet, hvorimod vandet i indløbsenden af anlægget
vil indeholde mange organiske stoffer, som vil vær e
iltforbrugende snarere end korrosive .
Andre miljøer
Andre miljøer kan principielt være alt muligt, men uanse t
hvilket vandigt miljø, der er tale om, vil rustfrit ståls korrosi -
onsbestandighed være bestemt af ståltypen samt de fir e
ovennævnte miljøfaktorer: klorid, pH, korrosionspotential og
temperatur.
Retningslinierne for materialevalget er således de samme
som for de beskrevne vandige miljøer. Enkelte stoffer er do g
så almindelige, at de fortjener yderligere opmærksomhed .
Hypoklorit (CIO-) anvendes ofte som desinfektionsmiddel i
svømmebassiner og indenfor f.eks. fødevareindustrien. Des -
værre er det et kraftigt oxidationsmiddel, og selv koncentrationer
på få ppm kan medvirke til at hæve stålets korrosionspotential
til meget høje værdier. Potentialer på over 5-60 0
mVsc E er således ikke ualmindelige . Selv ved lave tempera -
turer stiller så kraftige oxidationsmidler store krav til stålets
korrosionsresistens, og praksis har vist, at selv de bedste
rustfri stål ikke altid er tilstrækkeligt resistente til at modstå
hypoklorit. Normalt vil man derfor vælge tanke af f .eks. glas -
fiber til sådanne opløsninger.
Imidlertid kan det ikke altid undgås, at hypoklorit kommer i
kontakt med rustfrit stål. I så fald skal det sikres, at kontakttiden
er kort, og at behandlingen efterfølges af en grundig
skylning med rent vand .
Fødevarer Fødevarer, især slagteri- og fiskerivarer, indeholder ofte store
mængder salt og dette kan give anledning til korrosionsska -
Slagterier og fiskeriindustri der på rustfrit stål. SS 2333 er standardmaterialet i slagterier
og i fiskeriindustrien og er i virkeligheden utilstrækkeligt ti l
70

de voldsomme korrosive belastninger, saltet giver stålet .
Imidlertid er kontakttiden kort, og så længe der udføre s
grundig, daglig rengøring med rent vand, vil der ikke sk e
korrosion. Udelades rengøringen, vil der ske korrosion, hvilket
er en udmærket indikation på, om virksomheden over -
holder kravene til rengøring . Figur 6.5 viser korrosionsangreb
på slagteriudstyr fremkaldt af mangelfuld rengøring.
Dette svarer i virkeligheden til konsekvenserne ved brugen
af hypoklorit. Et særdeles korrosivt miljø som kræver hyppig
rengøring, såfremt korrosion skal undgås .
De høje saltkoncentrationer i fødevarer kan endvidere i uheldige
tilfælde, som regel ved høje temperaturer, give spændingskorrosion.
Dette er ikke ualmindeligt i røgovne, hvo r
kombinationen af varme (80°C), klorider, luft og periodevi s
inddampning hyppigt resulterer i spændingskorrosion a f
SS 2333. SS 2343 er mere resistent og kan normalt holde . Alternativet
er duplex rustfri stål som f.eks. SS 2377.
71
Figur 6 . 5
Grubetæringer på undersiden af
en slagterilift fremstillet af
SS 2333 . Tæringerne er sket so m
en direkte følge af mangelfuld
rengørin g

Organiske stoffer Organiske kemikalier regnes normalt ikke som værende særligt
korrosive overfor rustfrit stål . Dette gælder også for de
organiske syrer som myresyre og eddikesyre. Kloridfri op -
løsninger af disse vil selv på SS 2333 ikke give korrosionsskader
ved lave temperaturer. Er der klorider tilstede, kan vandet
behandles som brugsvand, dog med den ekstra faktor, a t
CPT for rustfrit stål ved pH 2 1/2 typisk ligger 5-10°C unde r
CPT ved neutral pH (7). Syrevirkningen spiller altså en lille
rolle, men er sjældent afgørende for materialevalget.
PVC
PVC, poly-vinylklorid, er ikke i sig selv korrosivt overfo r
rustfrit stål, idet kloret sidder tilstrækkeligt bundet til ikke
under normalt forhold at give problemer. Trods dette er korrosionsskader
p.g.a. PVC meget almindelige, fordi PVC, når
det opvarmes, dekomponerer og afgiver saltsyre (HC1) . Det
skal derfor ved PVC-behandlingsanlæg sikres, at denne risiko
ikke er tilstede . Kan der ske opvarmning og frigørelse af
saltsyre, skal der tages højde for dette i materialevalget, hvilket
kan betyder, at man skal anvende mere resistente stål en d
f.eks . SS 2343 . Dette afhænger dog af driftsbetingelserne for
de enkelte komponenter i anlægget, temperaturer, mulighederne
for kondensnedslag etc .
72

Rustfrie ståls korrosionsforhold i 7
stærke syrer og base r
I stærke syrer og baser er den kemiske aktivitet høj, og derfo r
kan der i disse medier forekomme store korrosionshastigheder
såfremt materialerne ikke er bestandige nok . Som følge
heraf vil almindeligt stål sjældent kunne anvendes i disse
medier, hvorved rustfrie stål og andre mere bestandige materialer
kommer på tale .
Stærke syrer opløser i større eller mindre grad metaloxider .
Dette gælder også den kemiske opløsning af de oxider, de r
skal beskytte de rustfrie stål. Herved bliver korrosionshastigheden
i syre større . Imidlertid vil oxiderende syrer stabilisere
oxidfilmen, således at der kræves mindre legeringsgrad for
at materialerne er bestandige. Der er således betydelig forskel
på den korrosive virkning af oxiderende salpetersyre og
reducerende saltsyre overfor rustfrie stål .
I alle tilfælde gælder dog, at såvel temperaturen som syre -
koncentrationen er afgørende begrænsninger for de enkelt e
materialer.
Svovlsyre 7 . 1
Svovlsyre er et forholdsvis kompliceret miljø at vælge rustfrit
stål til, idet både driftstemperaturen og syrekoncentrationen
er afgørende faktorer. Den svageste syrestyrke findes, som
det kunne ventes, i tynd svovlsyre . Her er endvidere en vis
opløselighed af ilt fra luften, hvilket er med til at styrke passiviteten
og dermed stålenes korrosionsbestandighed . Efterhånden
som koncentrationen stiger forøges også syrestyrken ,
og samtidig falder iltopløseligheden . Dette betyder, at korrosiviteten
overfor rustfrit stål stiger mærkbart . Koncentrere t
svovlsyre er i sig selv noget oxiderende, hvilket betyder mindre
korrosivitet. Som følge af denne variation af syrestyrke
og oxidationsevne kan austenitiske standardstål (18/8 o g
"syrefast" stål) i begrænset omfang anvendes i tynd syre og i
koncentreret syre, men ikke i mellemkoncentrationerne (40 -
80%) . Dette hænger sammen med, at der i dette område foreligger
et miljø med kraftig syrevirkning, men med sva g
oxidationsevne . Det er ovenfor nævnt, at oxidationsevnen bidrager
til at holde stålet passivt .
73

7.1 .1
Figur 7 . 1
Isokorrosionsdiagram (0,1 mm/år)
for rustfrie stål i ren svovlsyre
7 .1 .2
Ren svovlsyre
Figur 7 .1 . er et såkaldt isokorrosionsdiagram (0,1 mm/år) fo r
fem rustfrie stål i luftet ren svovlsyre . Diagrammet viser for
hvert stål en kurve ved hvilke kombinationer af svovlsyrekoncentration
og temperatur af det pågældende stål korroderer
med en hastighed af 0,1 mm/år. Dette betyder, at et stå l
vil kunne anvendes som konstruktionsmateriale ved de kom -
binationer af koncentration og temperatur, der ligger unde r
kurven for det pågældende stål .
"~-
1 \
'\‘
\\\
Af diagrammet ses, at efterhånden som molybdænindholde t
i stålet stiger, kan det klare vanskeligere kombinationer af syrestyrke
og temperatur. Ligeledes ses, at duplex stål (1 .4462
og SAF 2507) er austenitiske stål på samme legeringsnivea u
overlegne ved lave syrekoncentrationer. Der er dog stadig
problemer med at klare mellemkoncentrationerne . Først når
nikkelindholdet sættes op, og ikke mindst når der kommer
kobber til, styrkes passiveringsforholdene så meget, at man
får stål der virkelig har korrosionsbestandighed i mellemkoncentrationerne
.
Uren svovlsyre
SAF 2507
\ N N
\, ~
\
1 \
1
1 \ `\\
\ \
\ \ \
\ \\ \
\,\..
\\ 1 .4462 \ N • . .
1 .4435 \\
\►
2
2 504 koncentration
0 H
40
Selvom svovlsyrekoncentrationen som vist ovenfor har bety-
74

delig indflydelse på de rustfrie ståls bestandighed, vil ind -
hold af andre stoffer som f .eks salte kunne påvirke korrosionsforholdene
selvom saltene i sig selv ikke er korrosive .
Effekten kan endda mærkes selv ved forholdsvis lave koncentrationer.
Figur 7.2 . viser et isokorrosionsdiagram for "syrefast" stå l
(W.nr. 1.4435) i svovlsyre med tilsætning af forskellige mæng -
der kobbersulfat . Kobberionernes oxiderende virkning forbedrer
stålets korrosionsbestandighed således, at stålet kan
anvendes både ved højere koncentrationer og ved højere
temperatur end uden kobbertilsætning. Indhold af jern(III)
ioner, der også er oxiderende, har en lignende virkning .
0 20 4 0
H 2SO4 koncentratio n
60 8 0 100 %
Figur 7 . 2
Isokorrosionsdiagram (0,1 mm/år)
for "syrefast" rustfrit stå l
(W.nr .1 .4435) i svovlsyre med for -
skelligt indhold af kobbersulfat
Indhold af kloridioner er skadelig og begrænser de rustfrie Indhold af kloridioner er skadeli g
ståls bestandighed i mange sammenhænge . Dette gælder
også i svovlsyre . Figur 7.3 viser et isokorrosionsdiagram fo r
tre rustfrie stål på forskelligt legeringsniveau i svovlsyre me d
og uden indhold af 200 ppm klorid .
75

Figur 7 . 3
Isokorrosionsdiagram (0,1 mm/år)
for rustfrie stål i svovlsyre me d
og uden 200 ppm klorid
7 .2
0 10 20 3 0
H2SO4koncentration
40 %
Det ses, at med indhold af klorid er temperatur- og koncentrationsgrænserne
betydeligt snævrere end i ren svovlsyre .
Det er således kloridindholdet, der sætter grænsen for stålenes
anvendelse .
Det er derfor væsentligt, udover at kende miljøet på hoved -
komponenten også at have overblik over urenhederne når
materialet skal vælges .
Salpetersyre
Salpetersyre passer bedst for Salpetersyre er det sure miljø, der passer bedst for rustfrit
rustfrit stål stål. Det skyldes, at syrens oxidationsevne for det meste er
tilstrækkelig til at holde metallet passivt, selvom miljøet er
stærkt surt. De sværeste forhold er, som man kunne vente
det, kombinationen af høj temperatur og høj syrekoncentration
.
Da materialet skal modstå oxiderende forhold, er chrom hovedlegeringselementet,
medens molybdæn, som har en hvis
opløselighed, ikke er særligt attraktivt under disse oxiderende
forhold. Efterhånden som syren bliver stærkere bliver de n
også mere oxiderende. Herved begynder korrosionen at foregå
ved meget høje potentialer. Under disse forhold er chrom s
korrosionsprodukt, ikke som ellers, uopløseligt, beskyttend e
76

chromoxid, men opløseligt chromat. Det vil sige, at metal
med højt chromindhold også har høj korrosionshastighed .
Det er kendt, at der ved varmepåvirkning kan udskille s
chromcarbider i korngrænserne i stål med højt kulstofindhold.
Da disse chromcarbider har et meget højt chromindhold,
har de også høj korrosionshastighed i stærk salpetersy -
re, hvilket betyder, at korngrænserne korroderer bort . Derfor
er interkrystallinsk korrosion en betydende korrosionsform i
stærk salpetersyre, og man er henvist til at anvende stål med
lavt eller ekstremt lavt kulstofindhold, hvis stor bestandig -
hed skal opnås i stærk salpetersyre og nitrøse gasser. Dette
sikrer generelt et lavt indhold af udskillelser, hvilket er nødvendigt.
I det hele taget gælder, at i stærk salpetersyre ska l
omfanget af ikke metalliske udskillelser holdes nede . Hera f
følger også, at titanstabiliserede stål, hvor kulstoffet er bundet
i carbider, og som i andre miljøer kan anvendes parallel t
med lavkulstofholdige stål, ikke er brugbare i stærk salpetersyre,
da indholdet af udskillelser i korngrænserne er højt .
Figur 7 .4 viser et isokorrosionsdiagram for almindeligt 18/ 8
stål (SS 2333, W.nr. 1 .4306) i ren salpetersyre . Det ses, at materialet
dækker et stort anvendelsesområde . Skal større bestandighed
opnås, må anvendes stål med forbedringer som ovenfor
omtalt. Disse stål markedsføres ofte som "nitric acid grade"
.
For rustfrie stål til anvendelse i stærk salpetersyre anvendes
den såkaldte Huey test (ASTM A 262, practice C), til doku -
Over 5 mm/å r
0,5 - 1
D
° 0-0,1 mm/å r
å 39 "
E
a,
~ 0 - 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 %
Salpetersyrekoncentration
77
Figur 7. 4
Isokorrosionsdiagram for rustfrit
(18/8) stål i salpetersyr e

7 .3 Saltsyre
mentation af materialets egnethed . Testen involverer 5 ganges
kogning i 48 timer i koncentreret salpetersyre . Vægttabet
skal kunne holdes indenfor definerede grænser .
saltsyre passer dårligt til rustfrit Saltsyre er et miljø, der passer meget dårligt til rustfrit stål .
stål Baggrunden er, at saltsyre, udover at være surt, er reducerende
og jo indeholder store mængder kloridioner, der altid er
skadelige for de rustfrie stål . Dette betyder, at selv højt legerede
stål med 4-6% molybdæn, kun har acceptabel genere l
korrosionshastighed i ganske tynd saltsyre (op til 2-3% ved
stuetemperatur), og selv om den generelle korrosionshastighed
er acceptabel, må der regnes med risiko for spaltekorrosion
selv på disse stål .
7.4 Fosforsyre
Figur 7 .5
130-
Isokorrosionsdiagram for ren
fosforsyre
°C
Figur 7 .5 viser et isokorrosionsdiagram (0,1 mm/år) for rustfrie
stål i kemisk ren fosforsyre .
120-
110-
100
78
90 -
80-
i
10 20 30 40 50 60 70 80 a/o
H 3 PO 4 koncentration

Det ses her, at ren fosforsyre er et betydeligt mindre aggressivt
miljø end svovlsyre, hvilket beror på, at fosforsyre er e n
betydelig svagere syre end svovlsyre. Imidlertid er teknisk
fosforsyre (vådprocessyre) betydeligt mere aggressivt end Vådprocessyre er mere aggressivt
ren syre, idet denne syre indeholder en lang række urenheder,
der stammer fra råstofferne og fremstillingen. Af de vigtigste
skal nævnes chlorid og fluorid, samt eventuelt fr i
svovlsyre. Disse omstændigheder gør, at almindelig 18/ 8
stål, som er brugbar i ren fosforsyre, ikke er anvendelig til
normal teknisk fosforsyre, samt at syre produceret af råfosfat
af forskellig oprindelse har forskellig aggressivitet. Dette er
igen et eksempel på, at en uren syre er betydeligt mere aggressiv
end den rene syre hvis navn den urene syre bærer.
Stærke baser 7 . 5
I stærke baser (kalium- og natriumhydroxid) er austenitiske
rustfrie stål brugbare over et meget stort område . Den væsentligste
risiko er spændingskorrosion (ludskørhed) . Spænd- Ludskerhe d
ingskorrosion indtræder dog ved højere temperaturer end
ved almindeligt stål, og således kan anvendelse af rustfri t
stål øge sikkerheden mod denne korrosionsform . Figur 7 . 6
viser et isokorrosionsdiagram for austenitiske rustfrie stå l
(AISI 304,316) i natriumhydroxid, hvor korrosionshastighe -
den for de forskellige områder er angivet . Også grænsern e
for forekomst af spændingskorrosion er indtegnet . For miljøet
er indtegnet atmosfærisk kogepunkt samt smeltepunkt .
Det ses, at rustfrie stål kan bruges i et stort temperatur- og
koncentrationsområde, hvor korrosionshastigheden er lav.
Det ses også, at korrosionshastigheden stiger med såvel stigende
temperatur som højere koncentration. Dette betyder,
at fra 100°C begynder korrosionshastigheden at kunne bliv e
for høj ligesom risikoen for spændingskorrosion bliver aktu -
el .
Nikkel har meget høj korrosionsbestandighed i hydroxider .
Derfor forbedrer nikkelindholdet i rustfrie stål bestandigheden
i stærke baser . En nærliggende erstatning for de austenitiske
standardstål, når korrosionsbestandigheden i baser ska l
forbedres, er W.nr.1 .4539 med 25% nikkel. Ved behov for endnu
større bestandighed kommer nikkel og nikkellegeringe r
på tale .
79

Figur 7 . 6
Isokorrosionsdiagram for rustfri t
stål i natriumhydroxid
316 -
260 -
205 -
149 -
93 -
Grænse fo r
\ spændingskorrosio n
\\
< 0,03
Alle typer
N % I
0,03 - 0, 7
0,03 mm/år \
0 20 40 6 0
Natriumhydroxid, wt .
< 0,003
° F
- 200
Smeltepunkt
-100
3+,
ro
a,
a
E
, 0 ~
80 100
I området under smeltepunktskurven er natriumhydroxi d
fast. På grund af den ringe bevægelighed i korrosionsmiljøet,
har de rustfrie stål meget lav korrosionshastighed i dette miljø
.
80
%

Rustfrie stål og nikkellegeringers 8
korrosionsforhold i røggasse r
Indledning 8 . 1
Begrænsningerne i materialernes korrosionsegenskaber er e n
af de faktorer, som sætter grænsen for virkningsgrad og energiudnyttelse
i kraftværker, gasturbiner, forbrændingsmotore r
m.v. Forbedrede materialer til energianlæg er derfor et væ -
sentligt felt indenfor materialeforskning og udvikling .
Røggasser udgør en praktisk fællesbetegnelse for en række
normalt varme gasser fra en forbrændingproces . Røggassernes
sammensætning og egenskaber afspejler som følge hera f
både arten og sammensætningen af de anvendte brændsler ,
samt de forhold, hvorunder forbrændingen er sket . D.v.s .
røggassernes egenskaber afhænger af, om de er dannet i en
kedel, en motor, en procesovn (teglværksovn, glasovn, raffi -
naderiovn) o .s.v.
Følgende er de mest almindeligt forekommende brændsler :
• Gas (naturgas, flaskegas og bygas, biogas )
• Benzin
• Olie (dieselolie, gasolie, fuelolie )
• Kul
• Biobrændsler (træ, flis, halm)
• Affald (husholdnings-, industri- )
Røgggaskorrosion kan praktisk opdeles i højtemperaturkorrosion,
lavtemperaturkorrosion og kondenskorrosion. De to
første korrosionstyper er adskilt af et temperaturområde p å
et par hundrede grader, hvor der praktisk talt ikke forekom -
mer røggaskorrosion af betydning . Materialetemperaturen er
tilligemed gassens sammensætning den vigtigste parameter
for korrosionsforholdene Temperaturen af røggassen, der i
mange tilfælde er højere, er normalt af noget mindre betydning
.
Højtemperatur 8.2
Korrosionsformerne ved højtemperatur er beskrevet generelt Højtemperatur >600°C
i kapitel 3 .3 . Med undtagelse af klorholdige brændsler ha r
højtemperaturkorrosion primært betydning for materialer,
81

der anvendes over 5-600°C . Materialer, der er anvendelige til
temperaturer over ca . 600°C er højtlegerede med krom, aluminium
og silicium, samt nikkel i austenitiske materialer og i
nikkelbaserede legeringer for at opnå gode styrke- og krybeegenskaber.
Materialeegenskaber ved højtemperatur er nærmere
omtalt i kursushæftet S1 om rustfrie stål, samt i afsnit
11.3 .
Forbrændingsforholdene, der kan være både oxyderende o g
reducerende, kan have stor indflydelse på røggassens korrosive
egenskaber. Forbrænding med luftoverskud giver en sta -
bil oxyderende atmosfære med en jævn dannelse af et beskyttende
lag primært af oxyder på metaloverfladen . Ved
forbrænding med luftunderskud bliver røggassen reducerende.
Helt generelt medfører dette en nedsættelse af materialernes
højtemperaturbestandighed, idet dannelsen af et tæt beskyttende
oxydlag hindres eller ødelægges af dannelsen af
andre typer belægninger. I svovlholdige røggasser dannes
sulfider, der har væsentlige dårligere egenskaber end de tilsvarende
oxidbelægninger. Et særligt problem udgør nikkelholdige
legeringer, idet svovl kan reagerer med nikkel og
nikkelsufid har et meget lavt smeltepunkt (645°C) . Dette
medfører at nikkelholdige legeringer med mere end ca . 5%Ni
i praksis ikke kan anvendes i svovlholdige røggasser ved
temperaturer over 645°C. Korrosionsbestandigheden for en
række ferritiske og austenitiske stållegeringer i såvel luft ,
som svovlholdige røggasser er vist i fig 8.1-2. For oxyderende
svovlholdige røggasser er den øvre anvendelsestemperatu r
30-50°C lavere end for luft . For reducerende svovlholdig e
røggasser er reduktionen af den maksimale anvendelsestemperatur
væsentligt større .
I røggasser anvendes lavtlegerede ferritiske stål til overhedere,
røggaskanaler op til ca . 600°C . Højere legerede ferritiske
stål anvendes på grund af deres begrænsede højtemperaturstyrke
og øvrige egenskabsbegrænsninger i form af
475°C-sprødhed, samt sigmafasedannelse mest til dele, so m
ikke belastes væsentligt mekanisk . Austenitiske rustfrie stål
og nikkellegeringer har en stabil austenitisk struktur med
gode styrkeegenskaber helt op til den maksimale anvendelses
temperatur. Austenitiske materialer er derfor meget benyttede
materialer til styrkebærende dele ved temperature r
over 600°C . Anvendelserne omfatter overhedere, reformere ,
rørledninger, beholdere .
82

V
1200 -
1100 -
1000 -
900 -
800 -
700 -
.-
m
å 600 -
E
~ 500
V
1200 -
1100 -
1000 -
900 -
800 -
'5 700 -
+. •
(o
å 600 -
E
~ 50 0
123 123 123 123 123 123 123 123 12 3
Z-
0
2
0
2
Ö
022 ¢
ö Ö ~
V V V M V
~11 ~ 01 N •-
M
~ n~
V
~
V
N
123 123 123 123 123 123 123 123 123 12 3
z
O
r
Z
O
.o
Z
Z
o
~
N
Z
~
ö
~
'-
z
,o
2
O
N
Z
O
N
Q
H
Z O
M ~
Q
F -
z
M
Q
Z O
N O
~ ~
V V V V V V V V ~
T
T
co 00 00 ^ ^ ~
N
V1
N N Q
V
~
N
V ~
Q
Klorholdige røggasser fra affaldsforbrændingsanlæg og
halmfyrede anlæg medfører stærkt forøget højtemperatur -
korrosion ved temperaturer over ca . 350°C . Korrosionen
skyldes en nedbrydning af materialets beskyttende oxidlag
af klor og klorbrinte, som dannes enten ved afbrænding af
f.eks. PVC plast eller ved reaktioner i gassen mellem klor- og
svovlforbindelser. Korrosionsegenskaberne af lavtlegered e
8 3
Figur 8 . 1
Højtemperaturbestandighed a f
ferritiske stål i a) luft,
b) røggas - svovlholdig, oxiderende,
c) røggas - svovl holdig,
reducerend e
Figur 8 . 2
Højtemperaturbestandighed a f
austenitiske stål i a) luft,
b) røggas - svovlholdig, oxiderende,
c) røggas - svovlholdig ,
reducerend e
Klorholdige røggasser medføre r
højtemperatur ned til ca . 350°C

8 .3
stål og almindelige rustfrie ståltyper er i mange tilfælde ikk e
væsentligt bedre end for ulegerede stål. Egentlig bedre korrosionsbestandighed
opnås kun ved anvendelse af specielle
højtlegerede materialer med bl . a. et ekstra højt kromindhold .
Den opnåede forbedring af bestandigheden er imidlertid
ikke i alle tilfælde tilstrækkelig set i relation til en stærkt forøget
materiale og fremstillingspris .
Lavtemperatu r
Lavtemperatur under ca . 150°C i Lavtemperaturkorrosion kan finde sted på overflader med
svovlholdige røggasser temperaturer, der er lavere end dugpunkttemperaturen fo r
korrosive bestanddele i røggassen . I svovlholdige røggasse r
kan dette finde sted fra ca . 150°C og skyldes kondensation af
svovlsyredampe i røggassen. Ved lavere temperaturer kan
andre aggressive syrer kondensere eks . saltsyre . Ved røggassens
vanddugpunkt vil en begyndende kondensering af røg -
gassens vanddampindhold finde sted . Samtidigt vil den resterende
indhold af sure bestanddele i røggassen blive kondenserer
og opløst heri . Det dannede kondensat vil være surt
og i almindelighed udgøre et særdeles korrosivt miljø .
I røggasser fra forbrænding af svovlfattige brændsler so m
gas, benzin, og biobrændsler spiller et sporadisk indhold a f
svovl i røggasserne ikke nogen nævneværdig rolle . Den normalt
meget lave koncentration af svovl i disse brændsler
medfører dels meget lave koncentrationer i gassen, dels e t
lavt syredugpunkt . Der kan derfor i praksis ses bort fra risi -
koen for svovlsyrekorrosion i disse typer anlæg .
Ved forbrænding af egentlige svovlholdige brændsler som
olie og kul, hvor svovlindholdet kan være fra 0,2-1,0% S elle r
højere, dannes der under forbrændingen svovldioxid (SO2)
og svovltrioxid (SO3) som angivet i de efterfølgende reaktionsligninger,
hvor R-S angiver svovl i bundet form i
brændslet :
R-S + 0 2 -4 SO2 + CO2 + H 20 (100% )
SO 2 + 1/202 -4 SO3 (kat: 0,5 - 2,0%)
SO3 + H20 0-> H2SO4
Det primære forbrændingsprodukt er SO2, hvoraf der ved en
katalytisk reaktion dannes 0,5-2% SO3. Katalysatorer for den-
84

ne reaktion i en kedel er primært jernoxider og vanadiumoxider.
Vanadium findes i varierende mængder i visse fuelolie -
typer. Luftoverskuddet i selve flammen influerer ligeledes p å
dannelsen af SO 3. Et lille luftoverskud, svarende til en høj
CO2% i røggassen, begrænser dannelsen af SO 3 .
Medens kogepunktet for svovlsyre ligger på 330°C, vil dug -
punktet for svovlsyren i røggassen, som følge af den ringe
koncentration og et vandindhold på 5-10 vol% i røggassen,
ligge væsentligt lavere, som angivet i figur 8 .3 . Svovlsyreindholdet
er normalt ved fyring med fuelolie 8-12 ppm SO 3 og
ved gasolie 3-6 ppm SO 3 .
—' C
170
160 —
150 —
140 -
130 —
120 —
"c 110 -
a
m
~ 100 —
N 90
0, 1
S03 [ppm]
1, 0
10
I I
100 300
En kedel eller en kanalvæg med en overfladetemperatur, de r
er lavere end syredugpunktet, vil uanset, om røggassen s
temperatur er højere, medføre at der starter en kondensatio n
af svovlsyre på overfladen . Mængden og koncentrationen af
den svovlsyre, som udkondenserer, vil imidlertid være afhængig
af, hvor meget koldere overfladen er end syredug -
punktet .
En sammenhæng mellem overfladetemperatur, syrenedslagsmængde
og korrosionshastigheden på stål er vist på figu r
8 .4. Den kraftigste syrekorrosion fås 20-30°C under syredug -
punktet ved 110-120°C, hvor den kondenserede mængde af
svovlsyre er størst . Ved lavere temperaturer, fra 80°C og ned
85
Figur 8 . 3
Svovlsyredugpunkt for røggasse r
med 5-10-15% H20

0
Vægtemperatur
til ca. 60°C, er mængden af svovlsyre, der kondenserer ud på
materiale overfladen, mindre og korrosionshastigheden der -
med mindre . Den konkrete korrosionshastighed af stål er
imidlertid i de fleste tilfælde begrænset til 0,1-0,3 mm/år, s å
længe temperaturen ingen steder når ned på røggassen s
vanddugpunkt .
Vanddampdugpunkt Svovlsyre mg/h
Korrosionspunkt
Korrosion mg/m2 . h
Syredugpunkt
i
~ 50 100 i 150 °C
Lav syrekoncentration
Høj korrosion
Høj syrekoncentration (>50%)
Lav korrosio n
Figur 8. 4
Svovlsyrekondensation (fuld linie) og korrosion af stål (punkteret linie )
i afhængighed af overfladetemperaturen i en varm røggas - 250°C
Ved svovlsyrekorrosion i røggasser dannes der på overflader
af ulegeret stål et grå-hvidt lag af jernsulfat (FeSO4 ) . Dette lag
vokser langsomt med tiden i tykkelsen og kan muligvis have
en vis hæmmende effekt på korrosionen . Tilsvarende lag
dannes ved korrosion også på rustfrie stål og nikkellegeringer.
Farven er imidlertid på grund af krom og nikkelindholdet
normalt grønligt .
Ved vanddugpunktet øges korro- Ved endnu lavere temperatur på 45-48°C ved oliefyring nås
sionen meget kraftigt røggassens vanddugpunkt, og der udskilles en stærkt fortyndet,
men meget aggressiv svovlsyre . Som det ses af figur 8.4
er korrosionshastigheden her mange gange større end ved
andre temperaturer. Ved kulfyring ligger vanddugpunktet på
ca. 40°C, men afhænger i øvrigt af vand- og kulbrinteindhol-
86

det i kullene . Ved naturgas er vanddugpunktet grundet gas -
sens højere brintindhold på 52-55°C .
Den gengivne svovlsyrekorrosionskurve gælder for en kold
flade ved den angivne temperatur i en varm røggas (t »
svovlsyred ugpunktstempera turen) .
Forholdene ved nedkøling af røggas under svovlsyredugpunktet
er gengivet i figur 8 .5. Korrosionshastigheden ses at
være faldende med røgtemperaturen, når røggassen afkøle s
til under svovlsyrens dugpunkt .
0,5 -
0,4 -
0,3 -
I
250 20 0
Røggastemperatur
150 100 50°C
S03dannelsen påvirkes af iltindholdet i flammen . Ved a t
holde luftoverskuddet så lille som muligt, svarende til et højt
CO 2 % (> 12%), reduceres dannelsen af SO 3, som det fremgår
af figur 8 .6. Det deraf følgende fald i syrekorrosionen er normalt
større end faldet i syremængden . S03mængden bliver
naturligvis også mindre ved fyring med olie eller kul med e t
lavt svovlindhold .
Materialebestandigheden af ulegerede og lavtlegerede stål e r
i røggasser i de fleste tilfælde næsten ens, idet korrosione n
næsten alene er styret af den mængde svovlsyre, som udfældes
på overfladen. Støbejern udviser i mange tilfælde lidt
bedre egenskaber og anvendes derfor en del til mindre centralvarmekedler
og sidste trin i economizere på dampkedler .
87
Figur 8. 5
Korrosion i røggasvarmeveksle r
ved 70°C overfladetemperatur.
Røgtemperatur til/afgan g
220°C/80° C
c
[ml S0 3 /kg olie]
m loo -
.
q 80 "
~i+ - 60 -
ro
~ 40 -
Ö -
20 -
v
c
- o o
5 1 0
CO 2 pct . i røgen
15 %
Figur 8 .6
Røggassens indhold af SO 3 afhængig
af CO 2 -procenten i
røggassen fra centralvarmekede l
fyret med gasoli e

Rustfrie ståls egenskaber er stærkt afhængig af den valgte legerings
indhold primært af molybdæn, men også af kobber .
De almindelige rustfrie ståltyper som 18Cr8Ni og 17Cr10Ni2 -
Mo er i de fleste tilfælde kun marginalt mere korrosionsbestandige
end ulegeret stål, idet de i stedet for et jævnt korrosionsangreb
udvikler korrosionsangreb i form af grubetæringer.
.
Egentlig bedre korrosionsbestandighed opnås kun ved anvendelse
af højtlegerede CrNiMo stål, som (20Cr25Ni4,5 -
Mol,5Cu (SS 2562 eller 904L) . Størst bestandighed har nikkellegeringer
som Inconel 625 og Hastelloy C 276 . Selv i disse
materialer har bestandigheden begrænsninger .
Korrosionsforholdene i røgkanaler og skorstene svarer i de t
væsentlige til den, man finder i en kedel. Korrosion afhænger
også her i væsentligt omfang af svovlsyreindholdet i røggassen
og overfladetemperaturen i skorstenen .
Særlige problemer knytter sig til området i toppen af skorstenen,
hvor en varierende afkøling af skorstenen finder sted i
forbindelse med røggassens opblanding med den kolde luft
udenfor. Specielt i skorstene, hvor der fyres med en svovlholdig
svær fyringsolie, kan der optræde kraftig korrosion . Til
den øverste del af skorstenen benyttes ofte et højtlegeret rust -
frit stål SS 2562 (20Cr25Ni4,5Mol,5Cu) .
Større skorstene fremstilles normalt med røgrør af enten al -
mindeligt stål eller Cor-Ten stål. Mindre skorstene fremstilles
også af varmaluminiseret stål og syrefast rustfrit stå l
(18Cr10Ni2Mo og 18Cr10Ni2MoTi). Til gasfyring anvendes
tillige skorstene af aluminium .
Ved fyring med biobrændsler og med affald der begge inde -
holder klorforbindelser, vil der på materialeoverfladerne af -
lejres kloridholdige belægninger af flyveaske . Disse belægninger
vil ofte være hygroskopiske, hvilket tilsammen med
et eventuelt indhold af saltsyredampe i røggassen medfører
risiko for accelerere korrosion af ulegeret stål og i særlige tilfælde
også for rustfrie stål ved temperaturer begyndende al -
lerede 20-25°C over temperaturen for røggassens vanddug -
punkt. Grænsen for start af korrosion betegnes den kritiske
korrosionsfugtighed. Dette findes nærmere beskrevet i kursushæftet
S2 "Nedbrydningsformer — stål, højstyrkestål o g
støbejern" .
88

Kondensation og røggasrensning 8 .4
Kondenserende røggasser indeholder foruden vand opløste Gasfyrede og oliefyrede konden -
stærke og svage syrer, således at pH-værdien i kondensatet serende kedler
bliver fra pH 3,2-4,0 i kondensat fra gasfyrede kedler og ne d
til pH 0-1 eller derunder i kondensat fra oliefyrede anlæg .
Alle ulegerede og lavtlegerede stål angribes kraftigt og er
derfor ikke anvendelige i dette miljø . I gasfyrede kondenserende
kedler anvendes i stedet fortrinsvis syrefaste rustfri e
stål, 17Cr10Ni2,5Mo, samt aluminium, da syreindholdet e r
ringe. I oliefyrede kedler vil det på grund af svovlindholde t
være nødvendigt at anvende højtlegerede materialer .
Særligt udsatte for korrosion i kondenserende anlæg er d e
områder, der udsættes for det først dannede kondensat, so m
er i kontakt med røggassen, som stadig er varm. Der vil her i
perioder ske genfordampning og koncentrering af det tidligere
udfældede kondensat. Herved bliver materialet udsa t
for et meget korrosivt miljø af koncentreret svovlsyre med e n
temperatur på 50-70°C . Indeholder røggassen tillige klorider ,
øges aggressiviteten yderligere . Materialer anvendt til den
kondenserende del af en oliefyret kedel er normalt højt lege -
ret rustfrit stål 20Cr25Ni4,5Mol,5Cu eller andre tilsvarend e
højresistente rustfrie stål og nikkellegeringer . Bestandigheden
er imidlertid stærkt afhængig af konstruktionens ud -
formning, idet zoner med inddampning og koncentrering a f
dannet kondensat så vidt muligt søges undgået .
Rensning af røggasser er de seneste år indført på kraftvær- Røggasrensnin g
ker, affaldsforbrændingsanlæg og større industrikraftanlæg .
Materialevalget i disse anlæg er på grund af de behandled e
røggassers stærkt korrosive egenskaber og anlæggenes stor e
fysiske dimensioner omhyggeligt optimeret under hensyntagen
til pris og driftsikkerhed af de indgående højbestandige
materialer.
Der skelnes indenfor røggasrensningsanlæg i almindelighe d
mellem tørre eller semitørre processer og våde processer .
Hver for sig har de deres særlige materiale- og korrosions -
problemer. Udover de her omtalte røggasrensningsprocesse r
findes der flere andre, som imidlertid ikke eller kun i begrænset
omfang har en betydning her i landet .
I et tørt eller mere korrekt et semitørt anlæg renses røgen, der rørre og semitorre røggasrens -
typisk er 135°C varm ved indblæsning af en opslæmning af ningsanlæg
89

kalsiumhydroxyd i røggassen i en absorber. Kalsiumhydroxyd
reagerer med røggassens SO3 og SO2indhold unde r
dannelse af et kalsiumsulfit (CaSO 3) og sulfat (CaSO4) afsvovlingsprodukt,
der når at blive til et tørt pulver, inden absorberens
vægge nås. Foruden de nævnte forbindelser inde -
holder pulveret rester af aske, samt forskellige andre salte ,
primært kloridforbindelser. Da både afsvovlingspulveret og
røggassen efter rensningen holdes varm og tør er ulegere t
stål fuldt bestandigt og anvendes derfor normalt som de t
væsentligste konstruktionsmateriale i de fleste af denne typ e
anlæg. Korrosionsproblemer forekommer hvor overfladern e
ikke kan holdes varme på grund af dårlig isolering, aflejringer
døde hjørner, m .v. På disse steder kan der derfor ske kondensering
. Korrosion opstår i forbindelse med de herve d
dannede fugtige belægninger, som omtalt tidligere i dette af -
snit. Særligt korrosive bliver belægningerne, såfremt der forekommer
et højt indhold af klorider. På grund af absorptionspulverets
indhold af overskydende kalsiumhydroxyd vi l
almindelige typer af syrefaste rustfrie stål i mange tilfæld e
dog kunne være resistente i dette miljø .
Våde røggasrensningsanlæg I de våde anlæg renses røggassen ved en nedkøling og vaskning
med vand. I de fleste anlæg tilsættes kalsiumhydroxy d
til absorbering af både de stærke syrer svovlsyre (H 2SO4) og
saltsyre (HC1), samt af den svagere syre svovlsyrling ( H 2SO3 ),
der udgør den største del svovlindholdet. Enkelte anlæg, fortrinsvis
i forbindelse med affaldsforbrændingsanlæg, hvo r
man kun ønsker at fjerne de stærke syrer, saltsyre og svovlsyre,
kører som sure anlæg uden tilsætning af neutraliserings -
middel. pH-værdien kan i disse anlæg ligge omkring 1,0 .
Med et stort indhold af klorider vil næsten alle rustfrie og
højresistente nikkellegeringer blive udsat for korrosion .
Sur rensningsproces De mest resistente materialer, som dog kun under gunstige
driftsforhold i et surt rensningsanlæg vil kunne være tilstrækkeligt
korrosionsbestandige, er f.eks. Hastelloy C276,
C22 og Alloy 625. Korrosionsangreb i dette miljø vil ente n
vise sig som et meget hurtigt forløbende jævnt korrosionsangreb
eller for de mest resistente i form af pitting eller spaltekorrosionsangreb.
Som konstruktionsmateriale anvendes ,
hvor det overhovedet er muligt, i stedet fiberarmeret vinyl -
esterplast, gummieret stål, teflon, m .m .
Neutraliseret rensningsproces I de neutraliserede våde anlæg er pH-værdien normalt om -
kring 6,0. Selv om rensningsvæsken er væsentligt mindre ag -
90

gressiv end i de sure anlæg, medfører det store indhold a f
salte, heraf primært klorider, at de almindelige typer rustfri e
stål vil korrodere i form af pitting og spaltekorrosion . An -
læggene konstrueres ligesom de sure anlæg derfor normalt a f
fiberarmeret vinylesterplast, gummieret stål, teflon, m .m . Ti l
dele, der på grund af mekanisk belastning eller høj driftstemperatur,
må udføres af et metallisk materiale, anvendes de r
højtlegerede rustfrie stål med over 4% molybdæn eller tilsvarende
korrosionsresistente nikkellegeringer .
91

Rustfrit ståls korrosionsforhold i 9
andre miljøer
Atmosfære 9 . 1
I udendørs atmosfære kan der aldrig blive tale om korrosio n
i et omfang af nogen praktisk betydning for rustfrit ståls styr -
ke. Men der kan godt opstå ganske små grubetæringer, o g
herved dannes der rust, som misfarver overfladen . Misfarvning
Ved anvendelse af rustfrit stål i atmosfæren må man derfo r
gøre sig klart, om der er krav til overfladernes udseende .
Hvis det ikke er tilfældet kan alm . 18/8 stål anvendes overalt,
undtagen i udpræget marine atmosfærer, hvor molybdænlegeret
stål anbefales .
Hvis der derimod er krav til udseendet, må korrosionspåvirkning,
stålkvalitet, overfladefinish og rengøringsforhol d
overvejes, ud fra følgende betragtninger :
• korrosionspåvirkning: Misfarvning sker lettest i marine
omgivelser og i by- og industriatmosfære r
• stålkvalitet: Jo højere legeret stål, jo bedre bestandighed,
svarende til forholdene i vandige omgivelse r
• overfladefinish: Jo grovere overflade, jo større risiko fo r
misfarvning
• rengøring : Fri adgang for regnvand modvirker misfarvning,
og jævnlig rengøring kan hindre misfarvning hel t
Anvendelse af groft slebne overflader har givet en del problemer,
og sådanne emner må ofte rengøres jævnlig hvis d e
skal bibeholde deres udseende. Hvad stålkvalitet angår an -
vendes næsten aldrig højere legeret end alm . "syrefast" me d
2-3% molybdæn, og i mange tilfælde er 18/8 godt nok. Lavere
legeret stål giver derimod nemt misfarvningsproblemer .
En særlig aggressiv atmosfæretype findes i svømmehaller . Svømmehalle r
Her er det velkendt, at stålkvaliteten skal være "syrefast" eller
evt. bedre, at overfladerne skal være glatte (svarende til slibning
med korn 320 eller finere), og at der til stadighed ska l
rengøres. Ellers vil salt og klor fra svømmevandet hurtigt f å
rustfrit stål i svømmehalsatmosfærer til at rødfarves af rust .
93

Svømmehalsatmosfærer I svømmehalsatmosfærer har det desuden vist sig, at alm .
austenitisk rustfrit stål (AISI 304, 316) kan revne ved spænd -
ingskorrosion, hvis spændingsniveauet er højt nok . Der ha r
været tilfælde, hvor ting ophængt i wirer og stropper af rustfrit
stål er faldet ned - det værste tilfælde drejede sig om et
nedhængt betonloft i en svømmehal i Schweiz, hvor flere a f
de badende blev dræbt, da loftet uden varsel styrtede ned .
Spændingskorrosion Spændingskorrosion forventes ellers ikke ved disse tempera -
turer, og der synes at være tale om en lidt anden form fo r
spændingskorrosion end den normale kloridbetingede . Indti l
videre frarådes det at ophænge ting i hårdt belastede wirer,
stropper mv. af rustfrit stål i svømmehaller.
9.2 Beton, murværk, træ
9 .3
Belægnin g
Varme rør
I disse omgivelser betragtes rustfrit stål 18/8 normalt som
fuldt bestandigt. Rustfrit stål anvendes f .eks. til armering i
beton på steder, hvor der ikke kan opnås tilstrækkeligt dæk -
lag, til bindere for forankring af skalmure, og til kritiske bolte
og skruer i træ. Det kan ikke udelukkes, at der lejlighedsvi s
kan optræde enkelte små grubetæringer, men de er uden be -
tydning for emner som de nævnte .
Jord
I almindelighed opretholder rustfrit stål også sin passivitet i
mange jordbundstyper. Men ofte vil der være risiko for varierende
jordbundsforhold og (evt. lokal) kloridnedtrængning
omkring en rustfri konstruktion, og det medfører at der lokalt
kan opstå alvorlige grubetæringer .
Da rustfri komponenter i jord ofte vil være tanke og rørledninger,
hvor utætheder ikke kan tolereres, er det normal
praksis at foretage en effektiv korrosionsbeskyttelse . F.eks.
belægges rustfri kemikalietanke altid med glasfiberarmeret
polyester i lagtykkelse min. 2 mm, på samme måde som det
kendes for olietanke af ulegeret stål . Rørledninger beskyttes
tilsvarende ved bevikling med korrosionsbeskyttende bind .
Rør eller tanke, som holdes blot lidt opvarmede i forhold til
jorden, skal ubetinget holdes fri af kontakt med jord og fugt.
F.eks . kan rør lægges som præisolerede rør i plastkappe, eller
som frithængende rør i kanal, som det kendes fra alm . fjernvarmeledninger.
Varme rør i jord vil ellers let angribes af
94

spændingskorrosion og grubetæring, fordi varmen kan med -
føre inddampning og dermed opbygning af høje kloridkoncentrationer
på ståloverfladen .
Dette gælder for de almindelige 304 og 316-kvaliteter . Man
kan naturligvis vælge højere legerede ståltyper, men det vil i
reglen være for dyrt i forhold til en korrosionsbeskyttelse
som nævnt ovenfor .
I visse tilfælde lægges rustfrit stål uden beskyttelse . F.eks . er
afløbsrør af syrefast, rustfrit stål, som er bejdset fra fabrik ,
godkendt til lægning i jord . Her sørger man for ensartet grus -
fyld omkring rørene, hvorved risikoen for lokale angreb minimeres
.
95

Nikkellegeringer og titan 1 0
Nikkellegeringer 10 . 1
Nikkel er et relativt ædelt metal, som står over jern i spændingsrækken
. Det er i ulegeret tilstand noget mere korrosions -
resistent end jern og er meget resistent overfor stærke, alkali -
ske opløsninger, hvorimod det ikke holder i stærkt iltend e
syrer eller saltopløsninger. Endvidere er nikkel p .g.a . reaktioner
mellem nikkel og svovl ikke resistent i svovlholdige omgivelser.
Metallurgisk har nikkel kubisk fladecentreret krystalstruktur . Krystalstruktu r
Denne struktur er den samme som ses ved austenitfasen i d e
rustfri stål som f.eks . AISI 304 og 316, og en væsentlig egenskab
ved materialer med denne struktur er, at de er mekanisk
stærkere end de ferritiske stål både ved ekstremt høje og
lave temperaturer . Dette gælder både de austenitiske rustfri
stål og især nikkellegeringer, som i høj udstrækning anvendes
til ekstreme temperaturer . Dette er yderligere beskrevet i
kapitlet 12 .3, "Krybning" . I dette kapitel skal derfor kun behandles
lavtemperaturkorrosionsegenskaberne for nikkellegeringerne
.
Nikkellegeringerne opdeles oftest i grupper efter hvilke an- Nikkellegeringstype r
dre legeringselementer, der er i materialet . De vigtigste lege -
ringselementer er kobber, krom, molybdæn og jern, og e n
oversigt over de hyppigst forekommende medlemmer af nik -
kelfamilien er vist nedenfor :
Nikkellegeringer
Ni -Cu Ni -Cr -Fe Ni -Cr-M Ni-M o
97
Figur 10 . 1
Oversigt over de mest anvendt e
nikkellegeringer opdelt efter
legeringselemente r

Nedenfor i tabel 10 .1 er vist legeringssammensætningen fo r
nogle af de mest anvendte nikkellegeringer. Tabellen viser
kun en lille del af de kommercielt tilgængelige legeringer, og
især indenfor grupperne Ni-Cr-Fe og Ni-Cr-Mo er der e t
enormt udbud, hvor de til tider marginale forskelle i legeringssammensætning
hænger sammen med de forskellige
producenters forsøg på at lægge sig tæt op af hinandens patenter.
Almindelige nikkellegeringer Tabel 10 .1 Sammensætningen for almindeligt anvendte nikkel -
legeringer
Materiale Ni Cr Mo Co* W Cu Fe Ti Si* Mn* C* Andet
Ni
Nikkel 200 99,5 0,1 0,1 0,2 0,2 0,08
Nikkei 201 99,5 0,1 0,2 0,2 0,01
Ni-Mo
Hastelloy B 61,0 1,0* 28,0 2,5 5,5 1,0 1,0 0,05
Hastelloy B-2 66,0 1,0* 28,0 1,0 2,0 0,1 1,0 0,01
Ni-Cr-Fe
Incoloy 800 32,5 21, 0
Inconel 600 72,0 15,5 0,5* 8,0 0,5 1,0 0,1 5
Inconel X-750 70,0 15,5 7,0 2,5 0,08 Al 0, 1
Ni-Cr-Mo
Incoloy 825 42,0 21,5 3,0 2,3 30,0 ,90 0,3 0,3 A10, 1
Incone1625 66,0 21,5 9,0 2,5 ,20 0,3 0,3 0,05
Hastelloy G-30 40,0
Hastelloy
29,5 5,0 2,0 2,50 1,7 15,0 0,8 1,5 0,03 Nb + Ta 0,7
C-276 56, 0 15,5 16,0 2,5 3,75 5,5 0,1 1,0 0,01 V 0,35 *
Hastelloy C-22 56,0 22,0 13,0 2,5 3,00 3,0 0,1 0,5 0,01 V 0,35 *
Ni-Cu
Mone1400 66,5 31,5 1,3 0,3 1,0 0,1 5
Monel K-500 66,5 29,5 1,0 0,60 0,3 1,3 0,13 Al2, 7
* max . indhold
10 .1 . 1
Nikkel-kobber, Monel
Ni-Cu-legeringe r
Den mest almindeligt anvendte Nikkel-kobberlegering ha r
ca. 66% nikkel og kaldes Monel . Både nikkel og kobber e r
ædle metaller, og det samme er legeringerne mellem disse .
De passiverer ikke i samme grad som de krom- og molybdænholdige
nikkellegeringer, men er ikke desto mindre gan -
98

ske korrosionsresistente, særligt overfor saltvand ved høj e
temperaturer, hvor rustfri stål ofte nedbrydes af pitting eller
spaltekorrosion . Monellegeringer er således meget anvendte
til varmevekslere til saltvand . Ulempen ved Monel-legeringerne
er, at de ikke er resistente i stærke syrer, især ikke d e
oxiderende syrer .
Den mest almindelige Monel-type er Monel 400, som er en
ren Ni-Cu-legering . Monel 405 har et forhøjet svovlindhold ,
hvilket gør den lettere bearbejdelig, og Monel K-500 er tillegeret
Al med det formål at øge styrken.
Ni -Cr-Mo 10.1 . 2
Som beskrevet i kapitel 6 .1 har selv de højt legerede rustfrit Nikkel-krom-molybdæ n
stål sine begrænsninger, når det gælder korrosionsbestandighed
i kloridholdige medier. De dominerende korrosionsformer
i pH-neutrale medier er lokalkorrosion som pitting (grubetæring)
eller spaltekorrosion, og ifølge PRE-ligningerne 6 . 1
og 6.2 i kapitel 6 .1 er de "aktive" legeringselementer (når de t
gælder om at bekæmpe lokalkorrosion) krom, molybdæn og
i nogle tilfælde nitrogen .
Ved at øge koncentrationerne af disse elementer, opnås størr e
korrosionsresistens, og principielt er valget af stål et spørgsmål
om at finde et materiale med tilstrækkeligt meget Cr o g
Mo . Imidlertid er en øvre grænse for, hvor meget Cr og Mo,
man kan tilsætte et austenitisk stål uden at ændre stålets
struktur. Både Cr og Mo erferrit-dannere, og tilsætning af Ferrit- og austenitdannere
større mængder af disse elementer til et austenitisk stål vil
kræve højere tilsætninger af en austenit-danner, som regel nikkel
.
Dette betyder derfor, at jo mere korrosivt miljøet er, jo højere
Cr- og Mo-mængder ønskes der, og jo højere Ni-indhold få r
materialet, selvom nikkel ikke i sig selv påvirker PRE-værdien.
På et eller andet tidspunkt vil mængden af Ni overstige Klassificering af stål og nikkel -
jernindholdet, og så vil legeringen kunne klassificeres som legeringe r
"nikkellegering" snarere end som "stål" – d .v .s. jernlegering .
Overgangen mellem de højtlegerede rustfri stål og den nedre
ende af nikkellegeringerne er derfor glidende og nærmest e n
definitionssag snarere end baseret på funktionelle forskelle .
Eksempelvis klassificeres de i Danmark velkendte legeringe r
904L og Sanicro 28 normalt som rustfri stål (SS 2562 og 2584) ,
mens de i UNS-normsystemet henregnes under nikkellege -
99

inger (N08904 og N08028) . Ni-Cr-Mo- og for den sags skyld
også Ni-Cr-Fe-legeringerne bør derfor betragtes som en naturlig
forlængelse af de rustfri stål .
De forhold, der gælder for de rustfri stål i vandige medie r
gælder også for de Cr-Mo-legerede nikkellegeringer. Korrosi -
onsformerne er oftest de samme, og de faktorer, der afgø r
materialets korrosionsresistens, er de samme; blot er nikkellegeringerne
grundet deres højere indhold af krom, molybdæn
og (naturligvis) nikkel egnede til skrappere betingelser.
En illustration af forskellene fås ved at sammenligne de kritiske
pittingtemperaturer for nogle rustfri stål med nogle af de
almindeligste nikkellegeringer :
CPT/CCT Tabel 10 .2 Kritiske pitting- og spaltekorrosionstemperaturer for forskellige
nikkellegeringer og rustfri stål i to forskellige medier .
Medie "A" : 4% NaCl + 0,1% Fe2 (SO4) 3 + 0,021 M HCI; pH 2; CI- =
2,43% . Medie "B" : 6% FeCI3 sv.t. ASTM G48 . "*" : Data haves ikke .
Tabellen stammer fra Haynes' datablade for nikkellegeringer.
Materiale CPT, Opløsning A
°C
CCT, Opløsning A
°C
CCT, Opløsning B
°C
Hastelloy C-22 >150 102 >100
Hastelloy C-276 150 80 9 5
Alloy No . 625 90 50 40
Hastelloy G-30 75 * 3 0
Nickel 200 * * 3 0
Ferralium 255 50 35 4 5
904L 45 20 5
AISI 317L 25 10 2, 5
AISI 316 20

gør medierne både oxiderende og aggressive, og begge medier
er mere kritiske end f.eks. havvand . Pitting- og spaltekorrosionstemperaturerne
i havvand vil derfor være noget højere
end i de angivne medier .
Ikke desto mindre giver tabellen en udmærket indikation af Rangering af Ni-legeringe r
rangeringen af de forskellige legeringer, og det ses tydeligt, at
CPT/CCT for de bedste nikkellegeringer ligger langt over ,
hvad selv et af de bedste rustfri stål, Ferralium 255, kan
præstere. De mere almindelige rustfri stål, 904L og AISI31 6
klarer sig endnu ringere .
Generelt udtaler CPT/CCT-værdier sig kun om initieringen af Initiering af korrosion
korrosionsangrebene, hvorimod der ikke i tabellen findes op -
lysninger om korrosionsforholdene, når først korrosionen er
startet. Men også her er Ni-Cr-Fe/Mo-legeringerne de rustfr i
stål overlegne. Nikkel er i sig selv et mere ædelt metal en d
jern, og alt andet lige betyder et højt nikkelindhold og et til -
svarende lavere jernindhold en lavere korrosionshastighed,
selv når korrosionen er startet . Dette ses allerede ved de rustfri
stål, hvor forskelle i nikkelindholdet giver forskelle i
tæringshastigheden, når korrosionen først er startet .
Med hensyn til spændingskorrosion stiger resistensen for de Spændingskorrosio n
austenitiske materialer med nikkelindholdet, og de fleste nik -
kellegeringer mere resistente end de austenitiske, rustfri stål .
Faktisk er Ni-legeringerne så resistente, at legeringer med
over 42% Ni regnes som immune overfor klorid-spændingskorrosion.
Ni-Cr-Fe- og Ni-Cr-Mo-legeringer anvendes der -
for ofte til kloridholdige medier ved høje temperaturer .
Spændingskorrosion fremkaldt af hydroxider (OH -) kan dog
forekomme under ekstreme betingelser, og kendes f.eks. fra
atomkraftværker, hvor legeringer som Inconel 600 og X-750
kan gå til af spændingskorrosion under kloridfri betingelse r
ved temperaturer på 3-400°C . Sådanne angreb er oftest inter -
krystallinske i modsætning til de kloridinitierede angreb, de r
oftest ses i rustfrit stål. Disse er som regel transkrystallinske
(se figur 12.1, kapitel 12 .1) .
Ni-Cr-Fe 10 .1 . 3
Denne gruppe kan ligesom Ni-Cr-Mo-legeringerne betragtes Nikkel-krom-jer n
som en naturlig forlængelse af de rustfri stål . Fraværet af Mo
gør dem dog noget mindre korrosionsresistente i både klo -
101

Højtemperaturbestandighed
10.1.4 Ni-M o
Nikkel-molybdæ n
Passivering
Korrosion i saltsyre
ridholdige, vandige medier og stærke syrer, hvor de ikke ligger
meget over de bedste rustfri stål .
Hovedårsagen til udviklingen af Ni-Cr-Fe-legeringerne e r
deres store bestandighed ved høje temperaturer. Dette gælder
både bestandighed mod krybning (kapitel 12 .3) og korrosion
. Ni-Cr-Fe anvendes derfor ofte til røggasser, som ikk e
indeholder svovlforbindelser, da disse generelt er aggressiv e
overfor nikkellegeringer.
I meget stærke syrer (kogende HCl) er det vanskeligt for d e
rustfri stål at opretholde den beskyttende passivfilm. Den
dominerende korrosionsform er derfor ikke længere lokale
angreb som pitting og spaltekorrosion, men jævne tæringer,
hvor hele overfladen korroderer på en gang . Ikke desto mindre
spiller legeringernes indhold af krom og molybdæn stadig
en rolle, selv i meget stærke syrer.
Både krom og molybdæn er passiverbare metaller, men der
er forskel på de betingelser, der skal til for at vedligeholde
passivfilmen . Krom passiverer således bedst under oxiderend e
(iltende) betingelser, mens molybdæn bedre holder sig passiv
i kloridholdige, sure, ikke-oxiderende medier, hvor krom ikke
hjælper meget .
Denne forskel udnyttes til fulde indenfor nikkellegeringerne .
I modsætning til stållegeringerne fremstilles der nikkellegeringer
helt uden krom, men med et meget højt indhold af
molybdæn, og disse er specifikt beregnede på stor resistens i
ikke-oxiderende syrer.
De mest kendte er Ni-Mo-legeringer er HastelloyB og B-2 med
ca. 29% Mo og resten Ni. Disse legeringer er designet til at
kunne holde i varme, kloridholdige syrer, hvilket fremgår a f
isokorrosionsdiagrammet for Hastelloy B-2 i saltsyre . Kurverne
angiver materialetabet udtrykt i mm pr. år, og det
fremgår, at Hastelloy B-2 særdeles resistent i stærk saltsyre .
Der undgås ikke et vist korrosionstab pr. år, men tabet er
ganske lille .
Det bemærkes, at B-2 (OCr, 29Mo) er den af de tre, der holder
bedst i de høje saltsyrekoncentrationer (højest liggende kurve) ,
mens G-30 (29Cr, 5Mo) er den mindst resistente. Situationen
102

Temp . Temp .
°F °C
10 20 30 % HC I
bliver derimod ganske anderledes i de svage syrekoncentrationer,
hvor B-2 faktisk holder dårligere end i de høje koncentrationer,
hvilket ses af, at kurven ligger lavere. Til gengæld
stiger kurverne for C-276 (15Cr, 15Mo) og G-30 i det lave
koncentrationsområde. Ved koncentrationer under ca . 10 %
HC1 er C-276 stærkere end B-2 .
Årsagen til dette skal ikke søges i selve syrestyrken, men i iltindholdet
i saltsyren . Jo stærkere syren er, jo mindre ilt kan der
opløses, hvilket faktisk betyder, at den svage syre er mere
oxiderende end en stærk. Krom passiverer bedre end molybdæn
i oxiderende syrer, og korrosionsforholdene for Ni-Mo-legeringerne
bliver derfor afhængige af iltindholdet i syren .
Dette er helt generelt for alle Ni-Cr-Fe-, Ni-Cr-Mo- og Ni -
Mo-legeringer i stærke, iltholdige syrer (saltsyre, svovlsyre
m .fl .) . Jo mere Mo, der er i legeringen, jo bedre holder den i
det stærke område, mens bestandigheden i det svagere, men
mere iltholdige område forbedres med Cr-indholdet.
103
Figur 10 .2
Isokorrosionsdiagram som viser
korrosionsforholdene for tre for -
skellige Hastelloy nikkellegeringer,
G-30, C-276 og B-2, i iltholdig
saltsyre (HCI) ved forskellige
koncentrationer og temperaturer
. De tre kurver viser de forhol d
(kont .+temp .), som for de respektive
stål giver en korrosions -
hastighed på 5 mpy (= 0,13 mm /
år) . Over kurverne går korrosionen
hurtigere end 0,13 mm/år ,
og under kurverne er korrosionen
langsommer e
Iltindhol d

Oxidationsmidle r
Figur 10 . 3
Korrosionshastigheden af Hastelloy
B-2 i henh . kogende 20% HC I
og kogende 30% H 2 SO4 afhængig
af syrernes indhold af trivalent
jern (Fe3+) .
Skræddersyede legeringer
Endnu tydeligere bliver B-2's korrosionsegenskaber, hvis der
til syren tilsættes et kraftigt oxidationsmiddel som trivalent
jern (Fe3+). Nedenstående figur 10.3 viser korrosionshastigheden
for B-2 i henh . kogende saltsyre og kogende svovlsyre afhængig
af indholdet af trivalent jern :
10.000 -
MPY -
4.000 -
1 .000
400 -
10
mm/å r
130
Kogende 20% HC I
N ~ lG OD 0 0
Fe(lll)-koncentration, pp m
0 0
t0 OG O 0 p
N
O O
S ø
O
Det bemærkes, at dels er HC1 den mest korrosive af syrerne ,
og dels at selv meget små mængder Fe3+ virker accelererende
på korrosionen. Allerede koncentrationer på 8-10 ppm
(mg/L) jern har en effekt, og 800 ppm trivalent resulterer i en
korrosionshastighed på 4000 mpy i 20% HCI, hvilket svare r
til godt 100 mm/år (= 10 cm!) . Dette tal bør sammenlignes
med kurverne i figur 10.1, hvor det ses, at ren, kogende 20 %
HC1 kun resulterer i en korrosionshastighed for Hastelloy B- 2
på omkring % mm/år. 800 ppm Fe3+ har faktisk accelereret
korrosionen 200 gange .
Hastelloy B og B-2 og deres store resistens i de ekstremt stærke,
kloridholdige, ikke-oxiderende syrer er det bedste eksempel
på en "skræddersyet" legering, som holder glimrende til
lige præcis det, den er beregnet til — og så ikke så meget 'an -
det .
104

Legeringer, der både indeholder krom og molybdæn, er langt
bedre i de oxiderende syrer. Dette gælder bl .a. de formentlig
mest udbredte af alle de højtlegerede Ni-Cr-Mo-legeringer ,
Hastelloy C-276 og Inconel 625 . Sammensætningerne for disse
materialer er angivet i tabel 10 .1 . Begge disse legeringer er at
betragte som særdeles korrosionsresistente til "all-round" -
formål. C-276'eren indeholder mest Mo, mens I-625 har mes t
Cr, hvilket gør, at førstnævnte er marginalt stærkere i reduce -
rende miljøer, mens sidstnævnte er lidt mere resistent i oxiderende
miljøer.
Materialevalg til visse korrosive medier 10 .1 .5
I havvand er det som regel det høje indhold af klorid, der er
generende . Som nævnt i kapitel 6,2 lader selv de højest legerede
rustfri stål sig kun anvende i neddykket tilstand til temperaturer
op til 40-50°C, og skal man højere op i temperatur,
eller stiger saltkoncentrationen, er det nødvendigt at gå over
til endnu bedre materialer.
Havvand og kloridholdige, neutrale medier : Havvan d
Grundet det høje indhold af klorid og en til tider aktiv mikroflora,
kan selv de bedste rustfri stål kun tåle havvand op
til 40-50°C. Til højere temperaturer kommer nikkellegeringer -
ne ind i billedet, og især er det Ni-Cr-Fe, Ni-Cr-Mo og Monellegeringerne,
der anvendes .
For Ni-Cr-Mo og Ni-Cr-Fe-legeringerne er korrosionsresistensen
afhængig af legeringens indhold af Cr og Mo jvf .
PRE-værdierne (kapitel 6.1), og generelt stiger resistensen
mod initiering af pitting med stigende Cr- og Mo-indhold .
Grundet fraværet af Mo er Ni-Cr-Fe-legeringerne ikke mege t
stærkere end de bedste rustfri stål, og materialevalget til me -
get varme, kloridholdige opløsninger er derfor oftest inden -
for Ni-Cr-Mo-gruppen .
Stærke baser :
Nikkel er i sig selv et af de mest resistente metaller overfo r
alkaliske opløsninger, og alle kommercielt tilgængelige nik- Alkalier
kellegeringer er resistente i alkaliske medier ved "normale "
temperaturer. Dog kan visse legeringer bl.a. Ni-Cr-Mo- og
Ni-Cr-Fe-legeringerne blive angrebet af spændingskorrosio n
i alkaliske medier. Dette er dog typisk noget, der sker ved
temperaturer over 300°C og har derfor ikke betydning i vandige
medier ved normale tryk.
105

10 .1 .6
Dyre legeringer
10 .2
Ikke-oxiderende syrer :
Hverken ulegeret nikkel eller Monel er resistente overfor
stærke syrer. Under ikke-oxiderende forhold spiller Mo-indholdet
i legeringen en stor rolle, og generelt er Ni-Mo-legeringerne
som Hastelloy B-2 de mest korrosionsbestandige .
Lidt ringere, men stadig god resistens opnås med Ni-Cr-Molegeringerne,
hvoraf de højest legerede som Hastelloy C-22
næsten ligger på niveau med B-2.
Oxiderende syrer :
I de oxiderende syrer er Ni-Mo ikke længere tilstrækkeligt
korrosionsresistente . Derimod er Ni-Cr-Mo-legeringern e
gode, og især Hastelloy C-22, men også C-276, Inconel 62 5
o.lign. er meget korrosionsresistente, selv ved tilstedeværelsen
af ilt eller andre oxiderende stoffer. Lidt mindre resistente
er de lavere legerede Ni-Cr-Fe-legeringer, og generelt fal -
der korrosionsbestandigheden i takt med legeringernes lavere
indhold af Cr, Mo og Ni .
Pris- og leveranceforhol d
Nikkellegeringer er generelt mere korrosionsresistente i næsten
alle miljøer end selv de bedste rustfri stål og dertil mekanisk
stærkere ved højere temperaturer. Ud fra en konstruktions-
og levetidsmæssig betragtning er der derfor store fordele
ved at anvende nikkellegeringer .
Desværre fås disse fordele ikke gratis. Nikkel er et dyrt o g
prismæssigt ustabilt metal, og grundprisen for en legering
som Hastelloy C-276 ligger på ca. 15 gange prisen fo r
AISI 304-stål, hvortil kommer eventuelle tillæg for specielle
leveringsformer. Ydermere produceres nikkellegeringer kun i
relativt små mængder, og der må derfor påregnes lange leveringstider,
hvis ikke man vælger at investere i en specialproduktion
.
Titan og titanlegeringer
Titan er uædelt, men oxidlaget Titan er i grunden et uædelt metal, men udviser alligevel e n
beskytter overordentlig stor korrosionsbestandighed i en række aggressive
medier på grund af en fremragende evne til at passivere
og bevare passiviteten . Passiveringen og bevarelse af passiviteten
kræver dog tilstedeværelse af en vis mængde vand, hvilket
illustreres af, at titan reagerer voldsomt med helt tør klor,
men anvendes i stort omfang til håndtering af fugtig klor .
106

På grund af titans grundlæggende uædelhed kan der opstå vand nødvendigt for at oxidlaget
såvel meget høje korrosionshastigheder som meget voldsom- kan danne s
me reaktioner med medierne hvis der opstår betingelser hvo r
passiviteten og dermed den beskyttende oxidfilm ikke ka n
opretholdes. I de fleste tilfælde skyldes disse betingelser a t
der er for lidt vand tilstede .
Korrosionsbestandigheden, der som nævnt skyldes passivi- Legering forbedrer korrosionstet,
kan ved krævende opgaver forbedres ved tillegering . bestandighede n
Hvor passiverbarhed skal forbedres f .eks. under sure og reducerende
betingelser, tilsættes ædelmetaller, f .eks. platin el -
ler palladium. Tillegering af molybdæn forbedrer syrebestandigheden
og kan også forbedre bestandigheden overfor spaltekorrosion
.
Som ved ethvert andet passiverbart materiale er det fortrins -
vis lokale korrosionsformer som pitting og spaltekorrosion, Lokaliserede korrosionsforme r
der optræder når grænserne for titans bestandighed over -
skrides. Også spændingskorrosion kan optræde på titan, nå r
de rigtige vilkår er tilstede f. eks . i methanol, ethanol og rød
rygende salpetersyre .
Titan danner villigt hydrid ved reaktion med brint . Det bety- Hydriddannelse kan give skade r
der, at hvis der kan forekomme brintudvikling på titan træn -
ger brinten ind i metallet og danner sprøde hydrider, der ka n
føre til skader. Oxidfilmen beskytter normalt mod brintudvikling/indtrængning,
men titanhydrid kan dannes hvis oxidfilmen
bliver ødelagt . Af den grund anvendes titan ikke i
tør brint, men der sikres et vandindhold på 1-2% hvis tita n
skal anvendes .
Der er tre betingelser, der kan destabilisere oxidfilmen, føre
til brintudvikling og derved øge risikoen for hydriddannelse .
Det er lavt pH (< 3), højt pH (> 12) samt sænkning af potenti -
alet f. eks. ved kobling til et mere uædelt metal eller som føl -
ge af strømbelastning fra katodisk beskyttelse.
Af samme grund er man meget forsigtig med jernforurenin g
på overfladen af titan i forbindelse med forarbejdning. Baggrunden
er, at små jernpartikler trykket ind i overfladen ka n
resultere i brintudvikling, når de udsættes for et korrosivt mil -
jø. Da disse samtidigt blokerer for dannelse af den beskyttende
oxidfilm kan brinten kan trænge ind i titanet . Problemet løses
dels ved renlighed under forarbejdningen dels ved bejdsning
af færdige produkter med salpetersyre/flussyre blandinger.
107

10.2 .1
ASTM-standardiserde titanlegeringer, såkaldte grades, er be -
skrevet i modul RI (Tabel 13 .4, side 170), og indeholder såve l
styrkelegeringer som legeringer med henblik på korrosionsbestandighed
. Legeringer, der primært anvendes som korrosionsbestandige
materialer er foruden ulegeret titan (Grade
1, 2 og 3) de palladiumlegerede grade 7 og 11 (0,15 % Pd )
samt den molybdænlegerede grade 12 (0,3% Mo samt 0,8%
Ni) .
Kloridholdigt miljø
Overfor havvand under 95°C er titan fuldt bestandigt - ekstreme
slidpåvirkninger kan dog ødelægge det, men i det tilfælde
vil andre metaller heller ikke holde .
Titan har stor bestandighed i Titan har et stort anvendelsesområde som erstatningsmaterihavvand,
men der er grænser ale for rustfrit stål i havvand og kloridholdige miljøer ved
høj temperatur og højt kloridindhold . Det er især bestandigheden
mod grubetæring (pitting) og spaltekorrosion der her
udnyttes. Figur 10 .4 viser bestandigheden af ren titan og palladiumlegeret
titan som funktion af temperatur og klorid -
koncentration . Det ses, at titan er bestandigt i havvand op til
130°C; over denne temperatur kan spaltekorrosion opstå . Det
ses også, at selv ved en temperatur på 75°C er titan bestandigt,
op til meget høje kloridindhold . Anvendelsesområdet
kan, som det ses, udvides til højere temperaturer ved anvendelse
af palladiumlegeret titan, hvor det primært er den øgede
bestandighed mod spaltekorrosion, der udnyttes .
Den gode bestandighed i kloridholdigt miljø udnyttes også i
klor-alkaliindustrien, hvor der håndteres medier med højt
kloridindhold. Disse medier er ofte kraftigt oxiderende som
følge af indhold af klor eller hypoklorit og derfor er ulegere t
titan som regel tilstrækkeligt .
108

o c
260 -
240 -
220 -
200 -
180 -
160 -
140 -
120 -
100
(o
-
v 80 -
a
E 60 -
a,
_ 40 -
ro
v 20 -
Zone 5
Zone 4
Zone 3
Zone 2
Zone 1
0 - ~
0 5 10 15 20 %
Natriumklori d
Ren tita n
(f .eks . Grade 2)
Grade 7
(Ti-0,2 Pd )
Zone 1 fuldt bestandigt fuldt bestandigt
Zone 2 spaltekorrosio n
mulig ve d
titan/titanspalter
Zone 3 spaltekorrosion og
pitting mulig ve d
sure pH-værdier
Zone 4 pitting og spaltekorrosion
sandsynlig
Zone 5 pitting og spaltekorrosion
sandsynlig
fuldt bestandigt
spaltekorrosion muli g
ved titan/titanspalte r
ved sure pH-værdie r
spaltekorrosion sandsynlig
. Pitting muli g
ved sure pH-værdie r
pitting og spalte -
korrosion sandsynlig
Syrer 10 .2 . 2
Titan er bestandigt i mineralsyrerne svovlsyre, saltsyre o g
salpetersyre . I svovlsyre og saltsyre er det dog kun i fortyndede
syrer, medens titan er bestandigt i det meste af koncentrationsområdet
for salpetersyre. Nedenfor gives en nærmere
beskrivelse af opførselen i de enkelte syrer .
109
Figur 10. 4
Temperaturgrænser for titan s
anvendelse i kloridholdige miljøe
r

Figur 10 . 5
Isokorrosionsdiagra m
(0,12 mm/år) for titanlegeringer i
luftet svovlsyre
Svovlsyr e
Figur 10.5 viser et isokorrosionsdiagram (0,12 mm/år) for
ulegeret titan (grade 2), molybdænlegeret titan (grade 12) og
palladiumlegeret titan (grade 7) i luftet svovlsyre .
0 10 20 30 40 50 60
Svovlsyrekoncentration
Vægt %
Det ses, at ulegeret titan kun tåler ganske tynd svovlsyre ved
stuetemperatur og har ved kogepunktet ganske høj korrosionshastighed
i selv 0,5% syre . De legerede typer (grade 7 og
12) har et større bestandighedsområde, og som det ses, tåler
palladiumlegeret titan koncentrationer op til 47% ved stue -
temperatur.
110

Indhold af klor og andre oxiderende stoffer såvel som oxide- Oxiderende stoffer hjælper me d
rende ioner som kobber(II) og jern(III) styrker passiviteten og
kan udvide bestandighedsområdet .
bestandighede n
I stedet for virkningen af oxiderende stoffer til at styrke pas -
siveringen, kan anodisk beskyttelse bruges til at styrke bestandigheden
i grænseområderne som det kendes fra d e
rustfrie stål . Ved anodisk beskyttelse anvendes en lille påtrykt
anodisk strømbelastning til at opretholde passiviteten .
Saltsyre
Saltsyre er en reducerende syre og derfor har titan sværere
ved at etablere og opretholde passiviteten . Derfor kan titan
heller ikke anvendes i så høje syrekoncentrationer som i
svovlsyre og salpetersyre. Figur 10 .6 viser et isokorrosionsdiagram
(0,02 mm/år) for samme legeringer som ovenfo r
(grade 2, grade 12 og grade 7) i saltsyre .
Sa Itsyrekoncentrati o n
Det ses, at de legerede titanmaterialer også her tåler sværere
korrosionsforhold (højere temperatur og syrestyrke) end ulegeret
titan .
Salpetersyr e
Salpetersyre er en kraftigt oxiderende syre som passer godt
for passiverbare materialer som rustfrit stål og titan. Som følge
heraf anvendes ulegeret titan som materiale i salpetersyre
111
Figur 10 . 6
Isokorrosionsdiagra m
(0,02 mm/år) for titanlegeringer i
saltsyr e
Salpetersyre passer godt til titan ,
der har bedre bestandighed en d
rustfrit stå l

Figur 10. 7
Isokorrosionsdiagram (0,1 mm/år)
for ulegeret titan i salpetersyre
og man har ingen forbedrende effekt af palladium i titan i
dette medie . Titan er i de fleste koncentrationsområder rust -
frit stål overlegent, det vil i det væsentlige sige, at titan kan
anvendes op til højere temperaturer end rustfrit stål ve d
samme koncentration . Figur 10 .7 viser et isokorrosionsdiagram
(0,1 mm/år) for ulegeret titan i salpetersyre.
°C
200 -
180 -
160 -
140 -
120 -
100 -
90 -
80 -
60 -
40 -
20 -
0
0 20 40 60 810 100
Salpetersyrekoncentrationen Vægt %
Indhold af chromat i salpetersyre øger oxidationseffekten,
hvilket forbedrer bestandigheden af titan . Dette er den stik
modsatte effekt af chromatindholdets virkning på rustfrit stål
i salpetersyre. Heri ligger noget af forklaringen på titans bedre
korrosionsbestandighed, idet rustfrit stål selv kan producere
chromat som korrosionsprodukt i salpetersyre . Dette
kan føre til korrosion i spalter eller på hedeflader hvor chromatkoncentrationen
lokalt kan forøges .
Som tidligere nævnt kan titan ikke anvendes i rød rygende
salpetersyre idet der her opstår et spændingsbetinget inter-
112

krystallisk angreb. De små findelte titanpartikler, der blive r
resultatet, kan føre til en voldsom reaktion med ulykker ti l
følge. Endnu et eksempel på, at titans bestandighed kan be -
grænses af, at der ikke er tilstrækkeligt med vand tilstede .
Ved anvendelse af titan i salpetersyre anvendes ofte en regel Jernindhold i titan bør være
om, at jernindholdet i materialet bør være under 0,05% for at
undgå korrosion ved svejsninger.
under 0,05 %
Baser 10.2 .3
Titan er generelt meget bestandigt i basiske miljøer som natriumhydroxid,
kaliumhydroxid, calciumhydroxid etc . I koncentrationer
op til 70% har titan en korrosionshastighed på
under eller op til 0,1 mm/år. I svagere baser som calcium- og
magnesiumhydroxid samt ammoniakvand er korrosionen
stort set nul selv ved kogepunktet .
På trods af den lave korrosionshastighed kan brintskader Risiko for brintskader begrænse r
(hydriddannelse) opstå ved temperaturer over 77°C når, som
nævnt, pH er over 12 .
anvendelse i varme base r
En fordel ved titan overfor rustfrit stål er, at hvis de basiske
omgivelser også indeholder klorid og oxiderende stoffer som
hypoklorit og klor, er titan meget mindre følsomt end rustfrit
stål .
Salte 10.2.4
Tidligere er beskrevet korrosionsforholdene i havvand o g
kloridholdigt miljø, hvor titans bestandighed er fremragende.
Også indhold af oxiderende ioner er nævnt som havend e
en generelt gunstig indvirkning på bestandigheden. Dette
betyder, at titan og titanlegeringer generelt har stor bestandighed
selv i oxiderende kloridopløsninger, hvor de rustfri e
stål ofte kommer til kort .
Der er dog saltopløsninger, hvor titans bestandighed er be -
grænset. Det gælder koncentrerede opløsninger af aluminiumklorid,
calcium-, magnesium- og zinkklorid . Disse har alle
det til fælles, at de er ganske sure uden nogen form for oxide -
rende virkning. Dette reducerer bestandigheden og fremme r
muligheden for spaltekorrosionsangreb . Legering med palladium
og molybdæn (grade 7 og 12) forbedrer her bestandig -
heden .
113

Fluorider er giftige for titan En anden stofgruppe er fluorider. Fluorid komplexbinder titan
og øver således en nedbrydende virkning på den beskyttende
oxidfilm især hvor der er mulighed for surt miljø som
f.eks . i spalter. Ganske små mængder flourid er tilstrækkeligt
til at være skadeligt . Titan er således ikke bestandig i fluorid -
holdige medier, med mindre der i mediet findes andre stoffer,
der kan binde fluoriderne . Følsomheden skal tages ganske
bogstaveligt, idet der er eksempler på, at restindhold af
fluorid i pakninger af fluorpolymerer har ført til hurtige skader
på titan under pakningerne .
Kort er titan bestandigt overfor:
1. Havvand .
2. Vådt C1 2
3. Salpetersyre i alle koncentrationer op til kogepunktet .
(NB! Ikke rød rygende salpetersyre )
4. Oxiderende salte (FeC13, CuCl2)
5. Hypoklorit-opløsninger
Kort er titan ikke bestandig overfor :
1. Fluorforbindelser
2. Saltsyre og svovlsyre (en undtagelse er fort.opl .)
3. Koncentrerede varme alkalier (> 77°C )
4. Højtemperaturpåvirkninger af luft, N2 og H2
114

Rustfrit ståls mekaniske nedbrydning 1 1
Overbelastning 11 . 1
Sejt brud - sprødt brud 11 .1 . 1
Sejt brud er karakteristisk ved, at der sker en stor plastisk de- Sejt bru d
formation, før bruddet indtræder; dette medfører, at der under
brudforløbet optages en stor mængde energi .
Det modsatte gælder for sprødt brud : bruddet indtræder Sprødt bru d
uden forudgående plastisk deformation . Dette brudforløb
optager kun meget lidt energi, og bruddet udbreder sig me -
get hurtigt.
Figur 11 .1 viser trækkurver, d.v.s. kurver over spænding mod Trækkurve r
forlængelse ved trækprøvning af hhv. et austenitisk og et ferritisk
rustfrit stål, samt et hypotetisk sprødt materiale .
b
c
~ caf
av.)
Sej, ferritisk stå l
Sej, austenitisk rustfri stå l
Forlængelse, E %
Typisk har de austenitiske stål og nikkellegeringer meget sto- Austenitiske stå l
re brudforlængelser (40 til 60%); de har ikke nogen egentlig
flydespænding, og for de enkleste typer er 0,2% flydespæn -
dingen forholdsvis lav (ned til 200 MPa ved stuetemperatur) ,
mens brudspændingen er forholdsvis høj (som regel over 55 0
MPa) .
115
Figur 11 . 1
Trækkurver for hhv . et sprødt
materiale, et ferritisk rustfrit stå l
og et austenitisk rustfrit stå l

Ferritiske stå l
Martensitiske stå l
Defekter
De ferritiske rustfrie ståls egenskaber ligner "sorte" ståls: Der
er en egentlig flydespænding, og sammenlignes de enkleste
ferritiske med de enkleste austenitiske stål, har de ferritiske
stål ca. 50% højere flydespænding. Brudspændingen for de
ferritiske stål ligger på samme niveau som for de austenitiske,
men brudforlængelsen er mindre, ca. 20% .
Rigtig høje styrker opnås med de•martensitiske og udskillelseshærdelige
stål : brudspændinger op til 2000 MPa kan opnås.
Disse legeringer, varmebehandlet til maksimal styrke ,
har flydespænding på tæt ved 90% af brudspændingen, og
brudforlængelse nede på 5 til 10% .
Ved sejt brud er mindre defekter ikke særlig vigtige ; mikroskopiske
defekter, selv skarpe revner, afrundes ved flydning .
Det vil sige, at fejl, som ikke kan opdages med vore øjne, evt.
støttet med sædvanlige NDT-metoder som røntgen eller ultralyd,
heller ikke giver anledning til pludselige brud . Derfor
kan flydegrænsen bruges som et pålideligt grundlag for dimensionering
af konstruktioner, når der arbejdes med sej e
materialer.
Ved sprødt brud er selv mikroskopiske defekter altafgørende.
En defekts alvorlighed vokser med kvadratroden af den s
størrelse. Har man altså belastet sit sprøde materiale så me -
get, at en defekt af en vis størrelse giver sig til at vokse, så
udvikler den sig øjeblikkeligt til totalt brud . Brudspændingen
afhænger derfor direkte af størrelsen af den største defekt,
og måler man på et stort antal nominelt ens emner, vise r
brudspændingen som regel variation, fordi der fra fremstillingen
er en statistisk variation af størrelsen af den største fej l
i hvert emne .
I praksis opfører sådan et materiale sig upålideligt, og risik o
for sprødbrud er derfor delvis diskvalificerende for et konstruktionsmateriale
. For f.eks. glas og keramik må man lev e
med sprødheden, og der er da to muligheder: Enten udformer
man sin konstruktion, så de sprøde komponenter ikke
udsættes for trækspændinger (incl. bøjning og vridning) . Eller
man må basere sin beregning på en statistisk vurdering af
defektstørrelser og acceptabel brudrisiko, hvilket som regel
fører til meget lave tilladelige designspændinger .
116

Sprødbrud i rustfrie stål 11.1 . 2
De austenitiske rustfrie stål (og nikkellegeringer) er som
ovenfor nævnt meget seje . Denne egenskab bevares over hele
temperaturskalaen, og ved alle belastningshastigheder. Kun
ved kombineret påvirkning med et aggressivt miljø og meka -
niske spændinger kan disse legeringer udvise brud uden makroskopisk
deformation .
De ferritiske og martensitiske rustfrie stål ligner imidlertid
også på dette punkt de sorte stål: ved høje temperaturer er d e
seje, men ved lave temperaturer er de sprøde .
For stål ønsker man naturligvis ikke at acceptere meget lav e
tilladelige spændinger for at undgå sprødbrud . I stedet vælger
man sit stål, så risiko for sprødbrud kun optræder ve d
temperaturer, som er lavere end den laveste brugstemperatur. Brugstemperatu r
Den mest almindelige teknologiske måde til prøvning af sej -
hed er slagsejhedsprøvning : Et prøvestykke med tværsnit på slagsejhedsprøvnin g
10*10 mm og en 2 mm dyb kærv slås over med en pendul -
hammer. Man måler, hvor meget energi der skal til at knække
prøven ved at måle, hvor højt hammeren svinger op efter
at have ramt prøvestykket.
Resultatet af prøvning ved forskellige temperaturer giver en
omslagskurve . Ved høje temperaturer optages meget energi, Omslagskurve
ved lave temperaturer optages kun lidt . Den temperatur, de r
giver en brudenergi på 27 J, kaldes omslags-temperaturen. Brudenerg i
Figur 11 .2 viser et eksempel på sådan en omslagskurve . Omslags-temperatu r
1 Brudenergi Figur 11 . 2
Austenitisk rustfrit stål
Omslagskurve for et ferritisk o g
et austenitisk rustfrit stå l
-20 -10 0 10
Ferritisk rustfrit stål
20 30 40 50 ° C
T
117

Kornstørrelse
Martensit
Ferrit
Duplex
For de austenitiske stål er denne prøvning naturligvis irrelevant:
oftest bliver prøvestykket blot bøjet, og hovedparten af
den målte energioptagelse bruges til at slæbe enderne a f
prøvestykket gennem understøtningen .
Men for de ferritiske, martensitiske og duplexe (ferritisk-austenitiske)
rustfrie stål er prøvningen nødvendig. Tillegeringen
af krom bevirker, at omslagstemperaturen bliver højere,
og for de ferritiske stål er den i reglen over stuetemperatur.
En af de vigtigste parametre for omslagstemperaturen er stålets
kornstørrelse: lille kornstørrelse giver lav omslagstemperatur
og stor brudenergi .
Betydningen af komstørrelsen for de ferritiske og martensitiske
ståltyper er meget stor; for disse typer er stor kornstørrelse
katastrofalt for risikoen for sprødbrud .
For de martensitiske stål opnås en lille kornstørrelse ved
hærdningen, men martensit er i sig selv meget sprød og skal
derfor anløbes . Herved bliver stålet sejere, og omslagstemperaturen
lavere. I den hårdest brugbare anløbningsgrad, som
også er den mest korrosionsbestandige, opnås kun omslagstemperaturer
på over +50°C, mens en blødglødet tilstand har
omslagstemperatur på -50°C eller lavere .
De ferritiske stål har ingen faseændringer, så varmebehandling
kan ikke føre til finere kornstørrelse. Derimod vil udglødning
ved høj temperatur medføre kornvækst, og mege t
dårlig slagsejhed. Det er kun ved plastisk deformation efterfulgt
af rekrystallisation, at disse stål kan gives en mindr e
kornstørrelse ; i praksis er det stort set kun muligt på stålværket
ved selve stålfremstillingen .
De duplexe stål indeholder en blanding af meget sej austeni t
og relativ sprød ferrit . Fra stålværkerne leveres_de finkornede
og med udmærkede brudegenskaber, men ved opvarmning
til høj temperatur bliver de fuldt ferritiske og lider af
kornvækst. Mulige varmebehandlinger på færdige konstruktioner
kan altså heller ikke for disse stål bruges til at forbedr e
brudegenskaberne .
Forhold ved svejsning Når der svejses på stålet, sker der jo samtidig en noget ukontrolleret
varmebehandling af svejsningens omgivelser . Selve
det smeltede metal bliver meget finkornet p .g.a. den meget
118

hurtige størkning, og for de martensitiske stål hærder svejsemetallet
. I de varmepåvirkede zoner omkring svejsninge n
gennemløbes et spektrum af temperaturforløb ; konsekvenserne
af dette gennemgås i kapitel 14 .
Brudmekanisk prøvning
Tendensen til sprødbrud er traditionelt blevet prøvet ve d
slagsejhedsprøvning. Ved store godstykkelser (> 50 mm) e r
brudmekanisk prøvning nu blevet almindeligt .
Ved prøvning af en glat stav flyder prøvestykket, og derve d
bliver tværsnitsarealet mindre . Benyttes i stedet en stav me d
en dyb kærv kan man opnå en situation, hvor den glatte de l
ikke er belastet til flydning, men hvor det reducerede tvær -
snit ved kærven er belastet langt over flydegrænsen . Men p å
grund af det omliggende materiale kan der ikke ske tværsnitsreduktion,
og derfor heller ikke forlængelse . Dette kaldes
en treaksial spændingstilstand, og når flydning på denn e
måde forhindres, forøges tendensen til sprødt brud kraftigt ,
se fig . 11 .3 .
Do
Ved slagsejhedsprøvningen er prøvestykket altid 10 mm tykt ,
uanset den aktuelle godstykkelse . Denne tykkelse er så lille ,
at plastisk flydning over hele tværsnittet let kan ske, treaksia l
spændingstilstand optræder allerhøjest i et lille område mid t
i prøvestykket . Konstruktionsnormerne omgår dette problem
ved at kræve prøvningen udført ved en temperatur, der er lavere
end konstruktionens laveste driftstemperatur .
119
11 .1 . 3
Treaksial spændin g
Figur 11 . 3
Overbelastning af et lille materialetværsnit
uden kærve fører ti l
plastisk deformatio n
Overbelastning af et stort materialetværsnit
med kærv fører ti l
sprødbru d

CTO D
K ,
11 .2
11 .2 . 1
Wöhlerdiagram
Udmattelsesgrænse
Ved brudmekanisk prøvning er fremgangsmåden mere direkte
: prøvningen foretages på den aktuelle godstykkelse og
ved konstruktionens laveste driftstemperatur. Der benytte s
en meget dyb kærv, og for at få den så skarp som muligt laves
revnespidsen ved udmattelse . Man måler brudbelastningen
eller hvor meget revnespidsen kan åbnes ved lokal flydning,
før der sker sprødbrud (Crack Tip Opening Displace -
ment, CTOD) .
Belastningssituationen ved revnespidsen beskrives teoretis k
ved spændingsintensiteten K :
K = Y•Q*Vj.
hvor a er dybden af revnen (kærven), o- er spændingen på
nettotværsnittet og Y er en konstant, der beskriver prøvestykkets
geometri i øvrigt.
Man finder, at sprødbrud udløses ved en bestemt, "kritisk "
værdi af K, som benævnes Kc. Under ideelle forhold er der
en simpel sammenhæng mellem K c og CTOD, men ved meget
seje materialer (stor CTOD) er dette ikke tilfældet, og K ,
har ikke længere mening .
I modsætning til slagsejhedsprøvning kan de brudmekaniske
materialedata bruges til egentlige dimensioneringsberegninger,
og til vurdering af defekter som findes ved inspektion a f
konstruktioner, som er taget i brug, og hvor reparation e r
vanskelig og kostbar .
Udmattelse
Generelt om rustfrie stål
I kapitel 2 .3 blev præsenteret en afbildning af udmattelsesdata,
det såkaldte Wöhlerdiagram. Det blev nævnt, at bl .a. stå l
har en egentlig udmattelsesgrænse, d .v.s. at ved belastningsamplituder
under denne grænse vil selv "uendelig" mange
påvirkninger ikke give revner i glatte emner, men at dett e
f.eks. ikke gælder for aluminiumlegeringer. For rustfrie stål,
nikkellegeringer og titanlegeringer gælder generelt, at de alle
har en egentlig udmattelsesgrænse .
Også i lighed med de "sorte" stål kan man som en grov tommelfingerregel
vurdere udmattelsesgrænsen som en vis pro -
120

centdel af brudstyrken, mens flyde- eller 0,2%- spænding
ikke giver en god korrelation med udmattelsesstyrke .
For de blødere legeringer er udmattelsesgrænsen på 45 til
50% af brudstyrken, men jo stærkere materiale eller varme -
behandlingsgrad, jo mindre bliver denne procentsats . For de
stærkeste legeringer er udmattelsesgrænsen nede på 30 ti l
35% af brudstyrken .
For "sorte" stål regner man med, at udmattelsesgrænsen er
nået ved 107 påvirkninger. For de korrosionsbestandige legeringer
skal man ofte op på 108 eller endog 109 påvirkninger,
før udmattelsesgrænsen er nået .
Udvikling af udmattelsesbrud 11 .2 .2
Ved udmattelsespåvirkning af en fejlfri og poleret del vil hovedparten
af dens levetid forløbe, uden at der sker synlig
skade. Indledningsvis sker skadeudviklingen i dislokations -
strukturen inden for de enkelte korn i metallet, og det kan
kun ses ved undersøgelse i elektronmikroskop . Det betyder,
at når revner bliver synlige i en konstruktion, er totalt havar i
som oftest nært forestående .
Dette er illustreret på fig . 11 .4 a og b. Figur 11 .4.a viser, at de t
synlige brudforløb kun tager ca . 5 til 10% af den totale leve -
tid, selv med en meget stor spredning i den oprindelige
størrelse af den "defekt", der udløser bruddet . Som vist i fig .
11 .4.b . er der imidlertid meget stor forskel på det absolutt e
antal af påvirkninger, der overleves før det endelige brud
indtræder.
Den makroskopiske revneudbredelse og restbruddet fører
ofte, men ikke altid, til et karakteristisk udseende af brudfladen
som vist i fig . 11 .5. Med det blotte øje kan man se de såkaldte
"hvilelinier", som opstår ved variationer i belastnings- Hvilelinie r
amplituden, samt det mat udseende restbrud . I Scannin g
Elektron Mikroskop kan man se de såkaldte "striationer", Striatione r
der viser, hvor meget revnen bliver større for hver enkelt på -
virkning . De austenitiske rustfrie stål og nikkellegeringer giver
som oftest meget utydelige striationer.
121

Figur 11 .4 . a
Revnelængde som funktion a f
tid for tre forskellige startstørrelser
af revne .
Vist som funktion af procent af
den opnåede levetid
Figur 11 .5 .a
Typisk udseende af brudflade r
ved udmattelse.
Makrobillede med hvilelinier o g
meget lille andel af restbrud
~ c>v
1 m
1 mm —
1 N
°C tÅ
122
— ~~Revn- ffad~fek~
~ I' ~a
.#
~
0 2 0
Procent af leveti d
4 0
60
80
100

1 m —
1mm
1 u —
1 nm
I I
Levetid, i timer eller antal påvirkninger
Udmattelse af glatte del e
Wöhlerdiagrammerne, og den udmattelsesgrænse der kan
aflæses af dem, stammer fra forsøg med små, polerede pro -
123
Figur 11 .4 . b
Revnelængde som funktion a f
tid for tre forskellige startstørrelser
af revne .
Vist som funktion af den udståede
tid (f .eks . i timer eller anta l
påvirkninger)
Figur 11 .5 . b
Typisk udseende af brudflade r
ved udmattelse .
SEM-mikrobillede med striatione
r
11 .2 . 3
Kærvvirknin g

Figur 11 . 6
Korrektionsfaktorer for mindreend-ideal
overfladekvalitet . Denne
faktor bruges til at nedsætte
den tilladelige spænding
vestykker. Når disse data skal bruges til at dimensionere maskindele,
er det vigtigt at sikre sig, at overfladen af den virkelige
maskindel lever op til den overfladefinish, som blev benyttet
på prøvestykkerne . Som vist i fig. 11 .6 forringes udmattelsesgrænsen,
jo ringere overfladefinish der benyttes; og
denne forringelse bliver jo værre, jo stærkere stålet er.
Ko 50 75 100 125 150 175 200 225 ks i
1,o
0,9 —
0,8 —
0,7 —
0,6 —
0,5 —
0,4 —
0,3 —
I I I I I I I I
Højglanspoleret
Poleret
Korroderet
i hawan d
I I I I I I I
300 500 700 900 1100 1300 1500 1700 MPa
Trækstyrke
Langt hovedparten af udmattelseshavarier af maskindele
kan føres tilbage til utilsigtede kærve . Ofte udvikler skaden
sig fra en kærv i en lavere belastet del af komponenten, so m
der er ofret mindre finish på .
124

Selv ændringer af tværsnit giver en kærvvirkning, hvilke t
demonstreres af talrige havarier af krumtapaksler i overgangen
mellem slag og lejesøle . Ligeledes er trinvis neddrejed e
aksler en følsom detalje . Det betaler sig at udføre sådann e
detaljer med så stor rundingsradius som muligt .
Ofte må ellers glatte maskinelementer udføres med kærve, Nødvendige kærv e
som man så skal tage hensyn til ved beregningen : noter ti l
fastgørelse af tandhjul eller remskiver, indborede smørekana -
ler, gevind. På kritiske komponenter må hver eneste detalje
inspiceres for at sikre, at de specificerede rundingsradie r
overholdes, og at den praktiske bearbejdning ikke har tilføje t
utilsigtede hakker.
Svejste konstruktioner 11 .2 .4
Traditionelt desig n
Ved svejsning indbygges alvorlige kærve i en konstruktion . Svejsefej l
Selv om der udføres 100% kontrol med røntgen eller ultralyd,
vil der i en større konstruktion være en lille sandsynlighed
for, at der er defekter, som er større end egentlig tillad t
ifølge den specificerede konstruktionsnorm .
At en konstruktionsnorm er opfyldt betyder jo i øvrigt blot,
at der er sat en øvre grænse for størrelse og antal af "defekter"
. Specielt sidekærve, selv af acceptabel størrelse, er mege t
effektive revnestartere .
Traditionelt har designere håndteret dette ved at benytte lavere
tilladelige spændinger. Som eksempler kan nævnes, a t
belastede kantsømme kun bør belastes med 1/3 af grundmaterialets
tilladelige spænding, mens sammenløbende svejsninger
kun bør belastes med 1/5 . Bemærk, at der er tale om
svejsninger uden egentlige fejl .
Brudmekanisk metod e
Med erkendelsen af, at der i svejste konstruktioner i praksis
altid findes op til mm-store defekter, fremgår det af fig . 11 .4 ,
at levetiden ved udmattelsespåvirkning er meget nedsat i
forhold til en perfekt prøve . I Wöhler-kurverne skelnes der
ikke mellem tid brugt til mikrostrukturelle skader, revneinitiering
og slutbrud, og de er derfor i princippet ubrugelige ti l
design af konstruktioner, der indeholder defekter fra nye .
125

Spændingsintensitet
Revnevækst
Figur 11 . 7
Revnevæksthastighed som funktion
af vidden af variationerne i
spændingsintensitet for austenitiske
rustfrie stål i luft ved stue -
temperatu r
Paris' lov
I kapitel 11 .1 blev beskrevet, hvorledes påvirkningen ved en
revnespids beskrives ved en kombination af spændingen og
revnedybden, den såkaldte spændingsintensitet . Helt analogt
gælder for en spænding, der varierer med amplituden M :
OK = Y•OQ•1 5
hvor AK nu er spændingsintensitets -amplituden, mens a og
Y som før er hhv. revnedybden og en konstant, der beskriver
geometrien i øvrigt .
I stedet for Wöhler- kurvern es r afsættes AK, og i stedet for
antal påvirkninger til brud benyttes revnetilvækst pr. påvirkning,
og man får en kurve som fig . 11.7.
I midterområdet gælder en simpel potens-sammenhæn g
mellem revnevækst-hastighed og AK, kaldet Paris' lov :
126
' QKL
Spændings intensitet vidde,
OK, MPa m~rz
(Logaritmisk skala )
da/dN = A * (OK) m

Når OK bliver så stor, at belastningen nærmer sig den statisk
kritiske spændingsintensitet, bliver revnevæksten pr. påvirkning
meget stor; i den yderste grænse naturligvis totalt brud
for en påvirkning .
Ved meget små OK sker der ingen revnevækst, så der er altså Tærskel-spændingsintensitet
en form for udmattelsesgrænse AK, . Desværre er den så lav,
at den er praktisk uacceptabel som designgrundlag. Den e r
desuden meget besværlig at bestemme, for der skal enormt
mange påvirkninger til, før der er sket en målelig revnevæks t
ved påvirkninger lige over AK, .
Det er bemærkelsesværdigt, at det spredningsbånd, der e r
vist på fig. 11.7, omfatter data fra alle de enkleste austenitiske
rustfrie stål (typer AISI 304, 309, 316, 321, 348) og både store
og små kornstørrelser . Det ser altså ud til, at i lighed med de
"sorte" stål har mikrostrukturen betydning for AK, og K c ,
men ikke for revnevæksthastigheden .
Design på grundlag af de traditionelle Wöhler-kurver, evt . Skadebedømmelse
korrigerede med hensyn til svejsekategori, er så indarbejdet Inspektionsinterva l
og erfaringsmæssigt velfungerende, at man næppe foreløbi g
vil benytte brudmekanik til nydesign . Men til bedømmelse af
defekter, som opdages i eksisterende konstruktioner, er brud -
mekanikken det eneste værktøj .
Krybning
Krybning af højtemperaturstå l
Højtemperaturstål er stål, hvor man har optimeret de egenskaber,
der er påkrævede ved arbejdstemperaturer på 500 -
1000°C. Ved disse temperaturer er diffusionen i stålet hurtig,
hvorfor de diffusionsstyrede processer bliver virksomme .
Stålet begynder eksempelvis at krybe under trækpåvirkning ,
dvs. stålet bliver langsomt, men vedvarende længere . Diffusionen
styrer også mikrostrukturens stabilitet, hvilket kan
medføre ændringer i stålets egenskaber — oftest mod det
værre — ved lang tids ophold ved høje temperaturer . Endelig
vil høje temperaturer kraftigt øge miljøets påvirkning af stålet,
og korrosion — herunder oxidation — vil medføre kraftig e
overfladeangreb eller revnedannelse .
11 .3
11 .3 . 1
Udover disse langsomme forandringer af stålproduktets di- Høje temperaturer sænker flydemensioner
og egenskaber, sker der ved temperaturforøgelsen spændingen og øger krybningen ,
oxidationen og korrosione n
127

Ferritiske højtemperaturstål ha r
lav krybestyrke og relativ høj fly -
despændin g
Ved høje temperaturer er Cr aktiv
i oxiderende miljø, og Al og S i
er aktive i reducerende milj ø
Cr, AI og Si medfører forskellig e
typer sprødhed ved høje temperaturer
et øjeblikkeligt fald i flydespændingen og trækstyrken. For et
givet valgt stål skal konstruktøren tage hensyn til både styrkereduktionen,
krybningen, oxidationen og korrosionen.
Stålleverandøren opgiver normalt til brug ved dimensionering
ved høje temperaturer værdier for flydespænding,
trækstyrke, krybestyrke og oxidationshastighed, men mer e
sjældent miljøspecifikke korrosionshastigheder .
I det følgende vil de tre hovedgrupper af højtemperaturstå l
blive gennemgået. Deres sammensætning, egenskaber og
særheder vil blive omtalt .
Ferritiske rustfrie højtemperaturstå l
De ferritiske rustfrie krybefaste stål kan ikke hærdes, da d e
har et stort indhold af ferritdannere (>9% Cr) . Krom kan udgøre
helt op til 30%, hvilket giver denne ståltype helt uovertrufne
korrosions- og oxidationsegenskaber med skalnings -
temperaturer op til 1200°C .
De ferritiske stål har relativ lav krybestyrke og relativ høj fly -
despænding i forhold til de austenitiske stål . Derudover har
de meget lavere slagsejhed ved moderate og lave temperaturer
end de austenitiske stål. Stålenes høje varmeledningsevne
og lave termiske udvidelse gør dem velegnede til anlæg, hvo r
der optræder store temperaturændringer. Desuden er stålene
næsten fri for spændingskorrosion modsat de austenitiske stål.
De ferritiske stål er modstandsdygtige over for brint og
svovl. De anvendes i kemisk industri under forhold, hvo r
spændingskorrosion eller nikkelsulfidangreb vil ødelægge d e
austenitiske. Krom er først og fremmest aktiv i oxiderende
miljø. I reducerende miljø må der desuden tilsættes aluminium
og silicium, hvorved man opnår de såkaldte varmfaste ,
ferritiske stål . Mens krom, nikkel og molybdæn generelt forbedrer
de mekaniske egenskaber og specielt krybestyrken,
vil aluminium og silicium i større mængde medføre sprødhed
i stålet. Varmfaste ferritiske stål er derfor ofte sprøde .
Den såkaldte 475°C-sprødhed optræder i temperaturintervallet
350-500°C for stål med mere end 15% Cr. Ved opvarmning
til over 560°C kan duktiliteten genvindes fuldstændig. I temperaturintervallet
550-900°C kan der dannes sigmafase, de r
er en intermetallisk forbindelse mellem først og fremmest Cr
og Fe. Sprødheden er kun af betydning ved stuetemperatur .
128

Ved opvarmning til over 900°C opløses sigmafasen, og sprødheden
forsvinder.
Det nedbrydningsfænomen, der i udpræget grad adskiller d e
ferritiske stål fra de øvrige rustfrie stål, er kornvækstfænomenet,
som optræder ved temperaturer over 900°C . Korn -
vækst medfører sprødhed og kan kun fjernes ved smedning .
Stålet X 18 CrN 28 er på grund af det høje indhold af austenitdannere
(0,15-0,20% N) ret ufølsomt for kornvækst og vi l
ofte optræde i finkornet tilstand .
Varmefaste stål bruges først og fremmest til varmegenvinding
af såkaldt primærenergi, dvs . i varmevekslere, luftfor -
varmere og rekuperatorer til røggasser og forbrændingsprodukter
ved temperaturer over 550°C . Gløderør, muffelrør o g
pyrometerrør samt røggasblæsere kan også med fordel frem -
stilles af varmefaste stål . Endelig benyttes ståltypen i forbindelse
med metalsmelter og saltsmelter.
Nogle typiske ferritiske rustfrie krybefaste stål og varmfaste
stål er vist i tabel 11.3.1 (kemisk sammensætning) og tabe l
11 .3 .2 (mekaniske egenskaber) . De viste krybefaste stål indeholder
typisk 0,06% C, 13-30% Cr og 0-1% Mo, mens d e
varmfaste stål desuden indeholder 1-2%, Si og 1-2% Al .
Martensitiske rustfrie højtemperaturstå l
Tillegeres de ferritiske rustfrie krybefaste stål med mere end Martensitiske højtemperaturstå l
0.1% C, vil de efter udglødning og bratkøling blive martensi- er normalt sejhærded e
tiske - d .v.s. de hærder. Et 13% Cr-stål er for eksempel hærd -
bart, hvis det indeholder 0,1% C, mens et 17% Cr-stål må indeholde
0,3% C for at kunne hærdes. Til højtemperaturformål
vil stålene altid benyttes i anløbet tilstand (sejhærdet til -
stand). For at opnå en stabil karbidstruktur anløbes ved e n
temperatur mindst 120°C over driftstemperaturen . I praksis
indeholder de sejhærdede rustfrie højtemperaturstål 0,15-
0,25% C, 12-16% Cr, 1-2% Ni, 1-2% Mo foruden specielle kar -
biddannere (V, Nb, Ti, W) .
Sejhærdningen bidrager til en kraftig forøgelse af flydespændingen
og trækstyrken i hele temperaturområdet, uden at
forlængelsesevnen nedsættes . Desuden vil krybestyrke n
være kraftigt forbedret i forhold til et tilsvarende ferritis k
stål, fordi sejhærdningen medfører dannelse af en tæt o g
jævn udskillelse af kromkarbider i det indre af kornene sam -
129
Martensitiske højtemperaturstå l
har relativ høj krybestyrke og høj
flydespændin g

Tabel 11 .3 .1 Nogle typiske højtemperaturstål og deres kemiske sammensætnin g
DIN
betegnelse
AISI eller ASTM
betegnelse
C Si Mn Al Cr
0/0
Ni
%
Andet
%
Ferritiske stå l
X 6 Cr 13 (410) 50,08 12,0-14,0
X 6 Cr 17 430 50,08 15,5-17,5
X 1 CrMo 26 1 E-Brite 26-1 50,01 26,0 Mo 1,0,Nb 0, 1
Skalnings -
Ferritiske varmfaste stål
X 10 CrA113 (405) 50,12 0,7-1,4

Tabel 11 .3.2 Mekaniske egenskaber af de samme højtemperaurstål, der er nævnt i tabel 11 .3 . 1
DIN AISI eller ASTM lie Rm u B/100.000/ 0-B/100.000/ u B/100 .000/
betegnelse betegnelse
500°C
600°C
700°C
N/mm2 N/mm 2 N/mm 2 N/mm2 N/mm 2
Ferritiske stål
X 6 Cr 13 (410) 250 400-60 0
X 6 Cr 1 7
43 0
270 450-60 0
X 1 CrMo 26 1
E-Brite 26-1
Ferritiske varmfaste stå l
X 10 CrAI 13 (405) 250 450-650 55 20 5
X 10 CrAl 18 270 500-700 55 20 5
X 10 CrAl24 280 520-700 55 20 5
X 18 CrN 28 285 500-750 55 20 5
Martensitiske stå l
X 12 CrMo 9 1 T9/P9 210 420-600 170 3 8
X 10 CrMoVNb 9 1 T91/P91 420 590-760 250 90
X 20 CrMoV 12 1 422 490 690-840 235 59
Austenitiske stå l
X 6 CrNi 18 11 304 185 500-700 192 89 2 8
X 6 CrNiMo 1713 316 205 490-690 120 3 4
X 8 CrNiMoVNb 16 13 255 540-740 172 ca . 5 0
X 6 CrNiNb 18 10 347 205 510-690 108 34
X 12 CrNi 25 21 310 210 510-750 59 23

Austenitiske højtemperaturstå l
har høj krybestyrke og lav flydespænding
tidig med fastlåsningen af en meget fin underkornstruktu r
med stor dislokationstæthed . Ofte tillegeres Mo, V, Nb og W
for yderligere at stabilisere karbiderne og derved underkorn -
strukturen. Et typisk eksempel på et stål af denne type er
X 20 CrMoV 12 1 ifølge DIN, der indeholder 0,2% C, 12% Cr,
1% Mo og 0,3% V.
Den nyeste udvikling går i retning af at fremme dannelsen af
intermetalliske faser på bekostning af kromkarbiderne . Dette
opnås ved at sænke indholdet af kulstof og krom og øge indholdet
af niob og vanadium . Et stål af denne type er
X 10 CrMoVNb 9 1 ifølge DIN (Grade T91 og P91 ifølge
ASTM 213 og 335), der indeholder 0,1% C, 9% Cr, 1% Mo,
0,2% V og 0,08% Nb. Krybestyrken af dette stål er dobbelt så
stor som for X 20 CrMoV 12 1, samtidig med at svejsbarheden
er forbedret.
Det er en smagssag, om man vil kalde de ovennævnte stål for
martensitiske (europæisk betegnelse), sejhærdede eller ferritiske
(amerikansk betegnelse) . De mekaniske egenskabe r
minder om martensittens, mens mikrostrukturen på grund af
anløbningen er ferritisk. De korrosive egenskaber er ikke
bedre end for andre 9-12% kromstål, hvorfor de i stærkt korrosive
miljøer, og specielt reducerende miljøer, ikke vil klare
sig så godt som de austenitiske stål eller de varmefaste stål .
Skalningstemperaturen ligger i intervallet 650-700°C .
De martensitiske stål benyttes i vid udstrækning i avancerede
kraftværkskedler, hvor man samtidig har særligt høje
damptemperaturer og damptryk, og hvor man fyrer me d
rene brændsler. De indgår her som højtryksdampledninger,
samlekasser og overhedere .
Austenitiske rustfrie højtemperaturstå l
De austenitiske rustfrie krybefaste stål indeholder 0,02-0,25 %
C, 16-25% Cr og op til 25% Ni. Nogle stål indeholder op til
18% Mn, der delvist erstatter Ni . Ingen af stålene kan hær -
des .
De austenitiske stål har høj krybestyrke på grund af den meget
lille diffusionshastighed i austenit i forhold til ferrit . Flydespændingen
er til gengæld lav i forhold til de ferritiske
stål. De austenitiske stål vil derfor kun være konkurrence -
dygtige overfor de ferritiske stål ved temperaturer over ca .
132

600°C, hvor krybestyrken og ikke flydespændingen er dimensionerende.
På grund af austenittens lille varmeledningsevne
og store termiske udvidelse vil termisk udmattelse
ofte være et problem for komponenter udsat for stærkt varierende
temperaturer . Kloridinduceret spændingskorrosio n
sætter en kraftig grænse for, hvilke miljøer de austenitiske
stål kan anvendes i ved høje temperaturer .
Som udgangspunkt for et højtemperaturstål kan man vælge
det gængse stål AISI 304 (0,06% C, 18% Cr, 10% Ni) . Det høj e
kromindhold i opløsning giver gode korrosionsegenskaber,
og kromkarbiderne giver derudover en styrkeøgende effekt .
Ved at tilsætte 1-3% Mo øges krybestyrken, og man opnår et
stål svarende til type AISI 316 . Yderligere krybestyrke opnå s
ved udskillelse af karbider på basis af Nb, V og Ti, der derfor
må tilsættes i ret store mængder (ca. 1%) .
Den kromholdige sigmafase, der udskilles i korngrænsern e
ved høje temperaturer og gør stålet uacceptabelt sprødt, ka n
undertrykkes ved at tillegere austenitdannere på bekostnin g
af ferritdannere . Dette gøres ved at reducere kromindholdet
til ca. 16%, øge nikkelindholdet til ca . 13% og øge kulstof- o g
kvælstofindholdet til ca . 0,08%. Et typisk optimeret austenitisk
højtemperaturstål vil derfor have betegnelsen X 8 CrNi -
MoVNb 16 13 ifølge DIN 17 459 og 17 460 og vil indehold e
0,08% C, 16% Cr, 13% Ni, 1,3% Mo samt Nb, V og N . Nikkelindholdet
er her af økonomiske grunde reduceret mest mu -
ligt, mens krybestyrken er mere end fordoblet i forhold ti l
udgangsstålet (AISI 304) .
De austenitiske højtemperaturstål benyttes næsten udeluk -
kende til overhedere i kraftværkskedler og kedler for bio -
brændsler. De kan desuden anvendes visse steder i petrokemisk
og kemisk industri, hvor der ikke er svovlforbindelse r
til stede .
Krybning af nikkellegeringer
Nikkellegeringer generel t
Nikkellegeringer kan groft deles i to grupper, nemlig de de r
har specielt gode korrosionsegenskaber, og de der har særli g
god styrke ved høje temperaturer. I den sidstnævnte gruppe
finder vi bl .a. de såkaldte superlegeringer, der kan anvende s
til roterende dele i gasturbiner .
133
Austenitiske stål til høje og ti l
lave temperaturer minder i sammensætning
og egenskaber o m
hinanden
11 .3 . 2

Der er en glidende overgan g
mellem austenitiske stål og nikkellegeringer
med hensyn ti l
sammensætning og egenskaber
I det følgende skal kun omtales egentlige højtemperaturlegeringer
taget fra de første to af de fire grupper, man traditionelt
deler nikkellegeringerne i :
• Nikkel-krom
• Nikkel-krom-jern
• Nikkel-krom-molybdæn
• Nikkel-kobbe r
Men først skal en anden vigtig type legeringer omtales, nem -
lig jern-nikkel-kromlegeringerne .
Jern-nikkel-kromlegeringe r
Mellem de austenitiske stål (Fe >50%) og de egentlige nikkellegeringer,
hvor nikkel er det dominerende element, er der
en række jern-nikkel-kromlegeringer, hvor jern er det dominerende
element, der både med hensyn til sammensætning ,
egenskaber og pris danner en overgang mellem de to materialegrupper.
Disse legeringer går under betegnelsen Incoloy .
De har bedre korrosionsegenskaber og højtemperaturstyrk e
end de rustfrie stål og regnes derfor traditionelt til nikkellegeringerne.
Den vigtigste legering i gruppen er Incoloy 80 0
(eller populært Alloy 800), der indeholder 32% Ni, 21% Cr o g
46% Fe. Legeringen benyttes til varmebehandlingsudsty r
samt forbindelsesrør og pyrolyserør i petrokemiske anlæg .
En anden vigtig gruppe af højtemperaturlegeringer, der ogs å
rækker fra de simple austenitiske stål til de egentlige nikkel -
legeringer, er de såkaldte H-legeringer. Disse legeringer er
udviklet til støbning og indeholder store mængder Si og C ,
som vist i tabel 11 .3.3. Legeringerne har generelt meget høje
skalningstemperaturer og god krybestyrke og slidstyrke ve d
høje temperaturer, hvorfor de benyttes til en lang række formål
f.eks. cementovne, conveyorruller, reformerrør og fikstu -
rer i ovne. Den høje krybestyrke og slidstyrke opnås på bekostning
af krybeduktilitet og driftsbetinget sprødhed på
grund af kraftig karbidudskillelse i korngrænserne .
Som eksempel på den høje krybestyrke kan det nævnes, at
den meget anvendte legering Grade HK-40 (0,40% C) har en
100.000 timers krybebrudstyrke på 35 N/mm2 ved 800°C og
3 N/mm2 ved 1100°C .
134

Tabel 11 .3.3 Kemisk sammensætning af de støbbare varmfaste H-legeringer
ifølge ACI og ASTM . Legeringerne betegnes normalt ved bog -
staverne efterfulgt af indholdet af kulstof (x 100) f .eks . Grade HK-4 0
og Grade HK-6 0
ACI og ASTM Sammensætning %
Betegnelse C Cr Ni Si Mn Mo
HA 50,20 8-10 51,00 0,35-0,65 0,9-1, 2
HC 50,50 26-30 54 52,00 1,0 50,5
HD 50,50 26-30 4-7 52,00 1,5 50,5
HE 0,20-0,50 26-30 8-11 52,00 2,0 50,5
HF 0,20-0,40 19-23 9-12 52,00 2,0 50, 5
HH 0,20-0,50 24-28 11-14 52,00 2,0 50, 5
HI 0,20-0,50 26-30 14-18 5.2,00 2,0 50, 5
HK 0,20-0,60 24-28 18-22 52,00 2,0 50, 5
HL 0,20-0,60 28-32 18-22 52,00 2,0 50, 5
HN 0,20-0,50 19-32 23-27 52,00 2,0 50, 5
HP 0,35-0,75 24-28 33-37 52,00 2,0 5_0, 5
HT 0,35-0,75 13-17 33-37 52,50 2,0 50, 5
HU 0,35-0,75 17-21 37-41 52,50 2,0 50, 5
HW 0,35-0,75 10-14 58-62 52,50 2,0 50, 5
HX 0,35-0,75 15-19 64-68 52,50 2,0 50,5
Nikkel-kromlegeringe r
De vigtigste legeringer i denne gruppe er de såkaldte Nimonic-legeringer,
hvoraf eksempler er vist i tabel 11 .3.4 .
Nimonic-legeringerne er grundlæggende bygget op over en
80% Ni-20% Cr-sammensætning. Denne sammensætning alene
vil have lav styrke ved forhøjet temperatur. Derfor har
man i Nimonic 75, som er den ældste, tilsat små mængder ti -
tan, som sammen med kulstoffet udskiller titankarbid, der
giver gode styrkeegenskaber ved højere temperaturer . I Nimonic
80A har man tilsat mere titan og desuden aluminium ,
cobolt og bor, hvorved man har fået højere krybestyrke . De
øvrige Nimonic-legeringer er videreudviklinger af de to
nævnte, og de har endnu bedre egenskaber. Ud over god
krybestyrke ved høje temperaturer har disse legeringer go d
bestandighed mod oxidation . Typiske anvendelser for Nimonic-legeringerne
er til komponenter i den varme del af en
gasturbine. Tilsvarende legeringer findes i støbt udførels e
under betegnelsen Nimocast .
13 5

Tabel 11 .3.4 Nogle typiske højtemperatur nikkellegeringer og superlegeringer og deres kemiske sammensætnin g
Legering Cr Ni Co Mo W Nb Ti Al Fe C Andet
Handelsnavn % % % % % % % % % % %
Fastopløsningshærdede
Nimonic 75 19,5 75,0 0,4 0,15 2,5 0,12 Cu

Nikkel-krom-jernlegeringe r
Denne legeringstype dækker først og fremmest de såkaldt e
Inconel-legeringer. Den ældste er Inconel 600 med sammen -
sætningen 76% Ni, 16% Cr og 8% Fe . Det er en legering, som
har fremragende korrosionsegenskaber overfor de fleste organiske
forbindelser og i stærkt oxiderende miljø . Højtemperaturstyrken
er temmelig dårlig i Inconel 600, men ved tilsætning
af aluminium og titan fås den modningshærdende vari -
ant, Inconel X-750, som har de samme korrosionsegenskabe r
kombineret med god krybestyrke op til ca . 800°C .
De mest udbredte materialer i gruppen er vel nok Incone l
601, der ikke har specielle styrkeøgende legeringselementer,
og Inconel 625, som er styrket med molybdæn og niob .
De omtalte legeringer er alle vist i tabel 11 .3 .4 .
Superlegeringe r
Denne gruppe af nikkellegeringer har særlig god trækstyrk e
og krybestyrke ved ekstremt høje brugstemperature r
(1400°C). Dette er opnået ved at optimere udskillelsen af de n
ordnede intermetalliske fase Ni3(Al,Ti) benævnt -y' (gamma
prime), så den nu udgør omtrent 60% af volumenet, og y
(gamma) kun udgør 40% . Der skal kun tilsættes ca . 7% Al o g
Ti for at opnå dette. Den historiske udvikling af superlegeringerne
og deres mikrostrukturer er vist i figur 11 .8. I figuren
ses tydeligt den karakteristiske udskillelse af y', der ligner en
tæt brolægning . Krybestyrken er yderligere forbedret ved a t
sænke kromindholdet fra de oprindeligt ca . 20% til nu ca .
9%. Superlegeringerne har derved udviklet sig til at få dårligere
oxidationsegenskaber end de austenitiske rustfrie stål .
137
Superlegeringer er nikkellegeringer,
der er optimeret med hen -
syn til trækstyrke og krybestyrk e
ved meget høje temperature r

%
20 -
10 -
ü 0
ap~°ö' Po • ~M Oiir■ •~
.
yü~
Ob
~ .ObC O_ •C~~•_ ~l
-~ .Å ~~ /
-y ' -dannere : 2,5% Ti, 1,3% Al 2,9% Ti, 2,9% Al 3,5% Ti, 4,3% Al 4,7% Ti, 5,5% Al 1,5% Ti, 5,5% Al, 1,5% Ta
Karbiddannere : 20% Cr, 2,5% Ti 19% Cr, 4% Mo, 15% Cr, 5,2% Mo, 10% Cr, 3% Mo, 9% Cr, 2,5% Mo,
2,9% Ti 3,5% Ti 4,7% Ti, 1%V 10%W, 1,5% T a
Eksempler : Nimonic 80A Udimet 500 Nimonic 115 IN 100 MAR-M 246
Udviklingsår: 1947 1956 1958 1960 1966
11 .4 Slid
"sammensvejsning"
Figur 11 .8
Den historiske udvikling af superlegeringerne illustreret ved deres mi -
krostrukturer, kemiske sammensætning, y'-dannere, karbiddannere o g
udviklingsår. Bemærk, at kromindholdet er reduceret fra oprindeligt
over 20% til nu under 9% . De omtalte legeringer er vist i tabel 11 .3 . 4
Generelt set byder rustfrit stål, titan eller nikkel ikke på særlige
fordele eller ulemper i forbindelse med mekanisk slid .
De er nemlig underkastet de samme nedbrydningsmekanismer
som andre metalliske materialer. Hvis der forekommer
slid, så er nedbrydningshastigheden mere afhængig af selv e
slidsituationen end af materialet .
Et slidrelateret problem som rivning i austenitiske rustfrie
stål bør dog omtales specielt .
Rivning kan forekomme i gevindsamlinger, løbe- og glidepasninger
eller lignende situationer, hvor to modståend e
overflader af rustfrit stål er i indbyrdes berøring under samtidig
indvirkning af normal- og forskydningskræfter . Hvi s
disse kræfter er store nok, formår de at gennembryde oxidla -
get på overfladerne . Der sker en "sammensvejsning" i berøringspunkterne
og under forsat indvirkning af forskydningskræfter
vil sammensvejsningen til sidst brydes . Denne
138

mekanisme er velkendt for så at sige alle metalliske materialer;
det er den grundlæggende slidmekanisme i adhæsivt Adhæsivt sli d
slid. Det specielle for rustfrit stål er, at bindingen i punkts -
vejsningerne kan overstige styrken af grundmaterialet . Un -
der overrivning af svejsningerne sker der en deformations- Deformationshærdnin g
hærdning af grundmaterialet . I stedet for bare at brydes i
svejsefladen sker bruddet et stykke inde i materialet, som il -
lustreret i figur 11 .9. Det derved dannede slidfragment vil
komme i klemme mellem de modstående overflader og vær e
med til at gentage og accelerere processen .
Deformations -
hærdet zone
Initial kontakt
Elastisk og plastisk deformatio n
Sammensvejsning stærkere en d
grundmateriale -0 deformationshærdning
Overrivnin g
Gentagelse af proces indti l
"fastfrysning "
Figur 11 . 9
I gevindsamlinger oplever man det som om gevindene "fry -
ser" fast. Man kan hverken skrue gevindet frem eller tilbage, "Fryser" fast
og ved fortsat tvang opnår man som regel kun, at gevindet
knækker eller rives helt af .
Rivning kan undgås, hvis materialets styrke (læs hårdhed) er
større end forskydningsstyrken af sammensvejsningerne .
Dette vil ofte være tilfældet, når man bruger rullede gevind Rullede gevin d
frem for skårne gevind . Rulleprocessen kan producere deformationshærdning
i tilstrækkelig dybde til at overmatche
sammensvejsningsstyrken. Det vil også være gavnligt at
139

Antirivningsstoffer
11 .5 Kavitations erosio n
smøre med antirivningsstoffer (anti seize compounds), idet
disse primært forurener overfladerne, så sammensvejsningerne
bliver færre og svagere . I gamle dage var blyhvidt e t
ofte anvendt antirivningsstof . I dag benyttes kobber, nikkel ,
zink m .fl. i form af metalliske skæl i olie eller vaseline produkter.
Effekten er den samme, nemlig at forurene overfladerne.
Sammensvejsningerne sker mellem det rustfrie stål o g
de metalliske skæl, og styrken af disse svejsninger er lang t
svagere end grundmaterialet.
Der findes ingen metalliske materialer, der er immune overfor
kavitations erosion. Således heller ikke rustfrie stål- , titan-
og nikkellegeringer.
Ved kavitation sker nedbrydningen så hurtigt, at det ikke tjener
noget formål at overveje de forskelle, der måtte vær e
mellem forskellige materialer indenfor ovennævnte legeringer.
Kavitations problemer skal løses ved design og ikke ve d
materialevalg.
Referencer
1. Guidance on methods for assessing the acceptability o f
flaws in fusion welded structures .
British Standards Institution BS-PD 6493:1991 .
2. Atlas of Fatigue Curves.
American Society for Metals, editor H .E. Boyer, 1986 .
3. Atlas of Creep and Stress-Rupture Curves .
American Society for Metals, editor H .E. Boyer, 1988 .
4. Metals Handbook, 9. udgave, vol . 3: Properties and
Setection: Stainless Steels, Tool Materials and Special -
Purpose Metals .
American Society for Metals, 1980, pp . 187-350.
140

Kombinerede effekter
Spændingskorrosion
De generelle forhold omkring spændingskorrosion, hvo r
kombinationen af spændinger og korrosionsmiljø, er gennem -
gået i kapitel 4 .1 . De rustfri stål kan nedbrydes af spændings -
korrosion, hyppigst i kloridholdige medier, men under visse
forhold også i alkaliske og svovlbrinteholdige medier. Et eksempel
på spændingskorrosionsrevner gennem et austenitis k
stål ses af nedenstående figur 12 .1 .
Rustfrit stål er som bekendt en passiverbar legering, og
spændingskorrosion opstår oftest i miljøer, hvor passivfilmen
(Cr- og Mo-oxider) skiftevis nedbrydes og gendannes . De
faktorer, der normalt er bestemmende for, om rustfrit stål angribes
af spændingskorrosion er:
141
1 2
12 . 1
Figur 12 . 1
Foto af transkrystallinsk e
spændingskorrosionsrevner gen -
nem austenitisk, rustfrit stål af
typen AISI 304 . Korrosionen e r
fremkaldt af en kombination a f
høj temperatur, mekaniske
trækspændinger i stålet og et
kloridholdigt milj ø
Spændingskorrosionsårsage r

12 .1 . 1
Trækspændinge r
Figur 12 . 2
Spændingskorrosionsforsøg for
tre forskellige rustfri stål udført
efter dråbe-inddampningsmetoden
i 1 M NaCl . Tiden til brud e r
afbildet mod det relative spændingsniveau
i forhold til flydespændingen,
RpO,2 . Bemærk forskellen
mellem det lavtlegerede ,
austenitiske stål, SS 2343, og d e
højtlegerede stål SS 2377 og 904L
• De mekaniske trækspændinger ,
• miljøforholdene ,
• temperaturen og (naturligvis )
• legeringssammensætningen .
Mekaniske Forhold
Mekaniske trækspændinger er i praktiske konstruktioner næsten
uundgåelige og fås som resultat af mekanisk bukning ,
svejsning, slibning eller anden bearbejdning. Betydningen a f
trækspændingerne ses af nedenstående figur, hvor det klart
fremgår, at jo højere spændingsniveauet er, jo kortere er tide n
til brud .
600 -
400 -
200
0
552343
2205/55237 7
0 0,2 0,4 0,6 0,8 1, 0
Belastning
Rp 0 . 2
Betydningen af de mekaniske trækspændinger ses også af, a t
der ikke kan ske spændingskorrosion i et fuldstændig t
spændingsudglødet emne, hvor spændingsniveauet er 0 .
Det skal bemærkes, at SS 2377 er mere spændingskorrosions -
resistent, end figuren viser. Dette hænger sammen med, at
spændingsniveauet er vist relativt i forhold til flydespændingen,
Rpo,2, og at denne varierer fra stål til stål. SS 2377 er e t
ferritisk-austenitisk duplexstål og har en Rpo,2 på ca. 450
N/mm2 , hvorimod de to andre stål er austenitiske og har
Rpo,2 på omtrent det halve. Derudover har det stor betydning,
at SS 2377 er et nikkelfattigt duplex-stål . Dette diskuteres
i kapitel 12 .1 .4 .
142

Miljøforhold 12 .1 .2
De miljøfaktorer, der påvirker rustfrit ståls bestandighed over- Miljøet
for spændingskorrosion er :
• Kloridkoncentrationen
• pH og
• korrosionspotentiale t
Betydningen af klorid er normalt ligesom ved lokalkorrosion,
idet korrosionsrisikoen generelt stiger med stigende klorid -
indhold. pH's og korrosionspotentialets betydning er lidt
mere tvetydig, idet både høje og lave pH'er og potentiale r
kan give spændingskorrosion .
Den af de ovenstående faktorer, der i langt de fleste tilfælde
giver problemer med spændingskorrosion i rustfri stål er kloridkoncentrationen
. Klorider findes i de fleste vandige medier, Kloride r
og selv meget små mængder af klorid, gerne ned på 10 mg/ 1
(ppm), kan give spændingskorrosion i de austenitiske rustfri
stål. Denne grænse nedsættes yderligere, hvis der kan ske
inddampning .
Temperaturforhold 12 .1 .3
Temperaturen er en meget vigtig faktor, og spændingskorrosi- Temperatureffekte r
on er mere end nogen anden korrosionsform afhængig af
temperaturen. Jo højere temperatur jo større er risikoen fo r
spændingskorrosion . De austenitiske stål som SS 2343 o g
især SS 2333 kan angribes af spændingskorrosion allered e
ved 70-80°C, mens stål som SS 2377, 904L og 254 SMO er no -
get mere resistente og holder til højere temperaturer. Hvor
høje temperaturer, stålene kan tåle, afhænger meget af miljøet,
og lavt kloridindhold og lavt iltindhold giver typisk lid t
større temperaturtolerance .
Betydningen af kloridkoncentrationen og temperature n
fremgår klart af nedenstående figur 12 .3, som viser sammenhængen
mellem risikoen for spændingskorrosion og mediets
temperatur og indhold af klorider. Det bemærkes, at SS 2347
(AISI 316) er mere resistent end SS 2333 (AISI 304) og kan tål e
lidt højere temperaturer uden at korrodere. Dette skyldes i
første omgang det højere nikkelindhold, men også molybdæn
har en gunstig effekt .
143

Figur 12 . 3
Sammenhæng mellem vandets
kloridindhold og den tempera -
tur, der giver spændingskorrosion
i SS 2333 og 2347 .
Under kurverne sker der ikke
spændingskorrosion, mens de r
over kurverne er risiko for korrosion
. Kurverne gælder for ned -
dykkede forhold og stammer fr a
japanske erfaringer med varme -
vekslere . Bemærk, at man ved
meget lave kloridindhol d
(< 6-8 ppm) kan gå meget høj t
op i temperatur uden at risikere
spændingskorrosion, såfremt de r
ikke sker inddampning
Figur 12 . 4
Foto af en vandlås, som er blevet
angrebet af spændingskorrosion
ved stuetemperatur. Mediet ha r
været surt, kloridholdigt vand
med periodevis inddampning
pp m
1000 =
100
10 -
Temperatu r
=SP K
SP K
i i i
0 ' 100 200 300 °C
Figur 12 .3 gælder for neddykkede forhold, hvor stålet er konstant
vådt. Såfremt der er risiko for skiftevis kondensering og
inddampning af mediet, kan der ske spændingskorrosio n
ved meget lavere temperaturer. Et eksempel på dette ses i figur
12.4, som viser en vandlås af SS 2333, som er blevet øde -
lagt af spændingskorrosion ved stuetemperatur; d.v.s. 50°C
under det niveau, figur 12 .3 viser.
144

Legeringsforhold 12 .1 .4
Ikke alle legeringer lige udsatte for spændingskorrosion. Ståltyper
Helt generelt er de mest almindelige stål "18/8-typen" de a f
alle rustfri legeringstyper, der er mest udsatte for kloridinduceret
spændingskorrosion. Hvor følsomme de almindelige,
austenitiske stål er overfor kloridinduceret spændingskorrosion
fremgår af figur 12 .5, som viser tiden til brud mod nik -
kelindholdet i 18% kromstål .
time r
1000
100 —
10 —
1
l
+SP K
min . tid til bru d
I I I I
0 20 40 60 80 %
Vægt % N i
SP K
Figur 12 . 5
Tiden til brud for 18% kromstå l
afbildet mod stålets nikkelind -
hold i% . Bemærk minimum'et
ved 8-9% N i
Det bemærkes, at der er et skarpt minimum ved de 8-9% Ni, Nikkelindholdet kritis k
hvilket faktisk betyder, at den mest almindelige rustfri stål-
145

Immunitet
12 .1 . 5
Alkaliske medier
Ludskørhed
kvalitet, SS 2333, er noget nær det mindst spændingskorrosionsresistente
18%-kromstål, man overhovedet kan få . Enhve r
variation i nikkelindholdet, både opad og nedad, vil faktisk
gavne spændingskorrosionsbestandigheden .
Dette er forklaringen på, hvorfor SS 2377 og 904L holder langt
bedre mod spændingskorrosion end SS 2343, hvilket ses af figur
12 .2. Duplexe rustfri stål er netop kendetegnet ved, at d e
i stedet for den fuldaustenitiske struktur har en 50/50-struktur
af ferrit og austenit. Lidt forenklet kan man sige, at de
"mangler" nikkel, hvilket ifølge figur 12.5 gør, at de er langt
mere spændingskorrosionsresistente. Tilsvarende er kvaliteter
som 904L og 254 SMO med henh . 25 og 20% nikkel mege t
mere spændingskorrosionsresistente end SS 2333/2343 . Øges
nikkelindholdet yderligere til over 42%, opnås noget nær immunitet
mod kloridinduceret spændingskorrosion.
Ludskørhed
Klorider er ikke de eneste stoffer, som kan fremkalde spændingskorrosion
i rustfrit stål. Stærkt alkaliske opløsninger kan
også give spændingskorrosion i austenitiske stål, hvilket ses i
figur 7 .6, side 80 .
Det bemærkes ved kurven, at de temperaturer, der skal til for
at fremkalde ludskørhed i SS 2333 er noget højere end grænserne
for kloridfremkaldt korrosion. Dette betyder i praksis,
at der i de fleste vandige medier vil være størst risiko fo r
spændingskorrosion fremkaldt af klorid, mens det sjældner e
sker, at rustfrit stål "dør" af ludskørhed . En hovedregel til at
skelne mellem de to typer spændingskorrosion er, at kloridspændingskorrosion
som regel er transkrystallinsk, hvilket vil
sige, at revnerne går gennem kornene (se figur 12.1), mens
ludskørhed oftest er interkrystallinsk, hvilket giver sig udsla g
i, at revnerne går i korngrænserne . Denne regel er dog ikke
100% sikker, og undtagelser forekommer.
Ligesom ved den kloridinducerede spændingskorrosion er
nogle ståltyper mere følsomme overfor ludskørhed end andre
. SS 2333 er en af de mindre resistente legeringer, men ved
at vælge en legering med højere nikkelindhold fås større resi -
stens mod ludskørhed . Dette betyder rent grafisk, at parabelkurven
i figur 7.6 skubbes opad . Til behandling af meget
stærke baser ved Øe temperaturer anvendes som regel nikkellegeringer
som Inconel- eller Hastelloy-typerne .
146

Andre Medier 12 .1 .6
Spændingskorrosion fremkaldt af andre medier end klorider Svovlforbindelse r
og hydroxider kan forekomme, omend det ikke er så almindeligt.
Svovlbrinte angriber i modsætning til klorider hovedsagelig
ferritfasen, hvilket betyder, at duplexe stål er mer e
udsatte end de fuldaustenitiske .
Polythion -syrer er ligeledes kendte for at kunne fremkalde
spændingskorrosion i rustfri stål. Syren angriber hovedsagelig
sensibiliseret stål, og angrebene er interkrystallinske . Den
nedre temperaturgrænse ligger helt nede ved stuetempera -
tur. Problemet kendes bl.a. fra olieraffinaderier, hvor der kan
ske dannelse af polythion-syrer.
Korrosionsudmattelse 12 .2
I modsætning til spændingskorrosion, hvor kun specifikke Definitio n
miljøer giver anledning til, at materialet revner, vil et hvilke t
som helst korrosivt miljø medføre, at alle legeringer generel t
får dårligere udmattelsesegenskaber .
Alle de korrosionsbestandige legeringer, der behandles i den -
ne bog, er korrosionsbestandige fordi de danner et passive -
rende oxidlag på overfladen . Som et enkelt eksempel på synergi
mellem korrosion og mekanisk belastning kan nævnes ,
at belastning til flydning forringer bestandigheden mod grubetæring
betydeligt, og omvendt forringer korrosionsangreb
udmattelseslevetiden betydeligt .
Emnet er meget omfattende . Der er tale om et meget bred t
spektrum af legeringer, og en del af disse kan varmebehandles
til et stort område af styrkeniveau . Hver legering anvendes
normalt inden for visse grænser af korrosivitet, så det er
ikke rimeligt at sammenligne meget forskellige legeringer s
egenskaber i et bestemt, standardiseret miljø . Derfor finde s
målte data kun spredt, og det følgende skal blot illustrere generelle
tendenser.
Som overordnet foranstaltning til at undgå korrosionsudmat- Forebyggelse
telse er det nødvendigt både at vælge et materiale med rigeligt
gode korrosionsegenskaber til det aktuelle miljø, og desuden
dimensionere til forholdsvis lav belastning . En af dele -
ne alene er ikke tilstrækkeligt .
147

12 .2 .1
12 .2. 2
mm/påvirknin g
z
v 10- 3
å
~ 10 g '
_
Y RI 10- s '
d
c
>
"cc
10 20 40 60 100 MPa•m 1rz
K, K
Spændingsintensitet vidde, A K
Figur 12 . 7
Virkningen af et mere aggressiv t
miljø på revnevæksthastighede n
(austenitisk rustfrit stål typ e
AISI 304 i luft ved 24 og 316°C)
Udmattelsesgrænse n
Som nævnt i kapitel 11 .2 har de rustfrie stål, nikkellegeringer
og titanlegeringer alle en egentlig udmattelsesgrænse. Figu r
12.6 viser to effekter: For det første bliver udmattelsesgrænsen
lavere, når der er en korrosionspåvirkning samtidig med
udmattelsespåvirkningen . For det andet bliver levetiden kortere,
når påvirkningerne er større end udmattelsesgrænsen .
MPa
60 0
500
200
0
10s
4% NaCI-opløsning
106 107
Antal påvirkninger til brud
Figur 12 . 6
Wöhlerkurver i luft og 4% NaCI -
opløsning for et ferritisk-austenitisk
rustfrit stål (Ferralium 255)
Ved den prøvning, der ligger til grund for Wöhlerkurverne,
går hovedparten af levetiden med initiering af revner, så det
korrosive miljø medfører både hurtigere revneinitiering o g
initiering ved lavere spændinger .
Revnevæksthastighed
Når der først er kommet revner eller lignende defekter i en
konstruktion, som det f .eks . altid er tilfældet i forbindelse
med svejsninger, er det mere relevant at bruge en brudmekanisk
beskrivelse end Wöhlerkurverne .
I figur 12 .7 illustreres to virkninger: For det første giver e t
mere aggressivt miljø en lavere tærskel-spændingsintensitetvidde,
i lighed med at man finder en lavere udmattelsegrænse
i Wöhlerkurverne .
For det andet bliver revnevæksthastigheden større i det midterste
område af kurven, hvor Paris' lov gælder. Ofte, men
ikke altid, bliver hældningen af kurven mindre i det aggressive
miljø; kvalitativt skyldes dette, at når udmattelse alene
giver en stor revnevæksthastighed ved store værdier af AK,
får korrosionspåvirkningen relativt mindre betydning .
148

Belastningsfrekven s
Eftersom en korrosiv påvirkning i hovedsagen skrider fre m
med tiden, mens rendyrket udmattelse skrider frem med an -
tallet af påvirkninger, uanset om disse kommer hurtigt elle r
langsomt, kan man forvente, at jo langsommere de mekaniske
påvirkninger kommer, jo mere vil en korrosionspåvirkning
forøge revnevæksthastigheden . Dette er illustreret på figur
12 .8 .
Derimod har belastningsfrekvensen ikke megen effekt på
tærskel-spændingsintensitets-vidden .
10- 2 %
,
-o
a
öi 10- 3 -
%%:
/,' .
'if,
L
mm/påvirkning Figur 12 . 8
10-1 - Virkningen af belastnings -
frekvens på revnevæksthastighe d
Po 10- 4
>
C
>
c‘ 10'S
i~
/ 3% NaCl solution :
i f=20H z
--- f = 0,5 H z
R=0 . 1
20 30 40 50607080 MPaNfr n
Spændingsintensitet vidde,,sK 1
(duplex rustfrit stål med 21 %
Cr, 6% Ni, 2,5% Mo i 3% NaCI -
opløsning, påvirket ved 20 o g
0,5 H z
12 .2 . 3
Slid - korrosion 12 .3
Rustfrit stål, titan- og nikkellegeringer er såkaldte passiverbare
materialer. Passivlaget består af oxider. Sålænge oxidla- Passivlaget
get er intakt, sker der ikke nævneværdig korrosion. Oxidlaget
har en rimelig bestandighed; således vil de hydrodynamiske
erosionskræfter i f.eks. rørbøjninger eller indløb i rør i
rørvarmevekslere ikke ødelægge oxidlaget, medmindre der
er et vist indhold af faste partikler (sand), eller strømnings -
hastighederne er så høje, at der er tale om egentlig kavitation
.
Også lettere mekanisk slid kan tolereres, uden at oxidlaget Mekanisk sli d
tager skade. Eksempelvis vil transport af vådt sand eller ku l
på en slidske af almindeligt kulstofstål føre til hurtig ødelæggelse
. Stålet ruster, rusten slides bort, og processen genta -
ges igen og igen . Rustfrit stål type 304 eller 316 vil derimod
149

kunne tåle såvel den slidmæssige som den korrosionsmæssige
påvirkning .
Hvis det mekaniske slid overskrider en vis grænse, så der
ødelæggelse af oxidlaget
sker en ødelæggelse af oxidlaget, og dets genopbygning hindres,
så kan der ske meget hurtig fjernelse af materiale ve d
Initialkorrosionshastigheden korrosion . Initialkorrosionshastigheden er nemlig meget stor ,
op til 1000 gange hurtigere end ligevægtskorrosionshastigheden.
Hvis man tænker sig, at man skraber med en nål i over -
fladen af rustfrit stål i havvand på det samme sted med e n
frekvens på 1/s, så vil man i løbet af kort tid kunne skrab e
sig igennem millimeter tykke plader. Også titan- og nikkellegeringer
nedbrydes hurtigt, hvis oxidlagets stabilitet påvir-
Kemiske og mekaniske stabilitet kes . Det er derfor nødvendigt at se på oxidernes kemiske og
mekaniske stabilitet under de aktuelle driftsforhold samt a t
klarlægge, om der eventuelt kan optræde samspilseffekter ,
der gensidigt forstærker nedbrydningsprocesserne .
Erfaringer fra tidligere anvendelser eller eksponeringsforsø g
under simulerende driftsforhold giver forudsætninger for a t
optimere materialevalget.
150

Ændring af egenskaber ved
varmepåvirkning
Rustfrit stål vil ved længere tids opvarmning kunne få varig e
ændringer af såvel mekaniske som korrosionsmæssige egen -
skaber. Årsagen er overvejende mikrostrukturændringer —
udskillelse af sekundære faser såsom karbider, nitrider og intermetalliske
faser, f .eks. sigmafase . Ferritiske og duple x
rustfrie stål kan endvidere forsprødes ved en transformation
af ferrit til a', se 475°C-sprødhed . Desuden kan en overfladeoxidation
ved højere temperatur sænke korrosionsbestandigheden
.
Stålenes mikrostruktur kan ændres ved opvarmning som føl -
ge af, at stålet ikke er i ligevægt . Mikrostrukturen i leveringstilstanden
er opstået ved, at diffusionsbetingede transformationer
er begrænset eller forhindret ved bratkøling fra høj
temperatur i opløsningsglødningsprocessen . Under senere
opvarmning forløber en diffusionsproces som afhængig af
tid og temperatur kan føre til transformationer -udskillelse r
mod ligevægtsforhold . Forløbet kan beskrives i TTT-diagrammer
som f.eks . kritisk kromkarbidudskillelse -sensibilisering,
se figur 13 .1 .
900 -
800 -
0,056
0,056
0,052
0,030
0,019
10s 1 min 10 1 h 10 100 1000 10000 h
Den lange række af mulige udskillelser er illustreret i figu r
13.2. (Ref . 2). Risiko for udskillelse, i praksis den tid der for -
løber før et kritisk omfang af udskillelser og temperatur -
grænser nås, afhænger af legeringsindholdet primært af Cr,
Mo, Ni, N, C, Ti og Nb.
151
1 .3
Varige ændringer af egenskabe r
Mikrostruktur kan ændres ved
opvarmnin g
Figur 13 . 1
Karbidudskillelse i et omfan g
som giver risiko for interkrystallinsk
korrosion i 18/8-typen af
rustfrit stål, et TTS-diagra m
(TTS — Tid — Temperatur — Sensibilisering)
(Ref. 1 )

Figur 13 . 2
Mulige udskillelser i duplex rustfrit
stål illustreret i et generaliseret
TTT-diagram (Ref . 2)
13 . 1
Interkrystallinsk korrosio n
Titan og niob mindsker tilbøjelig -
heden ved at binde kulstof .
300°C
Tid
Karbidudskillelse
13.2 Sigmafasedannelse
Sigmafasen er sprød
1000 °C
Cr
M o
w
Si
Cr, Mo, Cu, W
. M7 C3 karbid, Cr N Nitri d
. cr fase
HAZ
. Cr2 N nitri d
. X fase
. y2 fas e
. M 23 C6 karbi d
. R fas e
. 7r fase
E fase (Cu )
. a' fase
. G . fase
I sædvanlige austenitiske og duplex rustfrie stål er det hyppigt
M23C 6 som udskilles — i sjældnere tilfælde ses M7C3 og
M6C. (Ref. 1). Det kritiske temperatur-tidsområde for udskillelser
på korngrænserne i et typisk 18/8-stål er allerede vist
på figur 13 .1 . 1 sensibiliseret form kan stålet, som nævnt i afsnit
3.2, nedbrydes af interkrystallinsk korrosion i visse miljøer.
Tilstedeværelsen af hårde og sprøde kromkarbider p å
korngrænserne må desuden forventes at ændre de mekaniske
egenskaber, primært sejheden .
Legeringselementerne nikkel, silicium, molybdæn øger til -
bøjeligheden til karbidudskillelser . Titan og niob mindsker
tilbøjeligheden ved at binde kulstof. Kvælstof (nitrogen) og
mangan mindsker ligeledes tilbøjeligheden . Kombinationen
af meget lavt kulstofindhold (< 0,01%) og højt kvælstofindhold
(> 0,15%) kan føre til interkrystallinsk korrosion som
følge af kromnitridudskillelse. (Ref. 1) .
Sigmafase, ofte betegnet, Q, ændrer såvel de mekaniske som
de korrosionsmæssige egenskaber. Sigma består primært a f
jern og krom, men også molybdæn og nikkel kan indgå . Sigmafasen
er sprød og nedsætter derfor stålets sejhed. Sammenhængende
udskillelser kan medføre katastrofal lav sejhed.
Sigmafase indeholder typisk ca . 45% krom, og der kan
derfor opstå kromfattige zoner langs udskillelserne i lighe d
med karbidsensibilisering . (Ref. 1). Sigmafasedannelse føre r
derfor som oftest til lavere korrosionsbestandighed. Sigmafa -
152

se er ferromagnetisk . Figur 13.3 og 13.4 viser TTT-diagrammer
for sigmafasedannelse i en række ståltyper. (Ref . 1). Ud
fra kurverne i figur 13 .4 skulle man ikke forvente at kunne
fremstille eller langt mindre svejse på legeringer med højt
molybdænindhold, som f.eks. 254 SMO og SAF 2507 . Et vist
indhold af kvælstof (N) vil dog stabilisere austenitten, således
at legeringerne bliver praktisk anvendelige . Tidsmargin
til venstre for transformationskurven er dog lille, og varmeforløb
må styres nøje. Ofte vil der i sejringszoner, f .eks. i centrum
af godset, være lidt udskillelse. Generelt hæmmer kul -
stof, kvælstof, nikkel og kobolt udskillelse af sigmafase .
900 –
800 –
700 –
600 –
17 Cr - 14 Ni - 4 M o
18 Cr - 13 Ni - 3M o
18Cr-10N i
1 10 102 10 3 10° 1 0 5
timer
153
Sigmafase er ferromagnetis k
Kvælstof (N) vil stabilisere austenitte
n
Figur 13 . 3
TTT-diagram for sigma- o g
chifasedannelse i austenitisk e
CrNi-stål (Ref . 1 )
Figur 13 . 4
TTT-diagram for sigmafasedannelse
i ferritiske 13% Cr og 25 %
Cr-stål, samt i 25%Cr 5%Ni o g
25%Cr 5%Ni 1,5%Mo duple x
rustfrit stål (Ref . 1 )

13.3 Udskillelse af andre intermetalliske fase r
(Chi (x)), og Laves (Fe2Mo (II))
13.4 Nitrider
Mere end ca . 2,5% molybdæn i legeringen fører til risiko for
udskillelse af de intermetalliske faser Chi og Laves . (Ref . 1) .
Begge påvirker i lighed med sigmafase både mekaniske og
korrosionsmæssige egenskaber. Chi-fase er stabil ved højere
temperaturer end sigmafase. Tid til udskillelse, d.v.s. TTTkurver
viser, at Chi og Laves kan udskilles tidligere end sigma
. Molybdænindhold på 2-3% vil typisk først føre til udskillelse
efter mere end 1 time i det kritiske temperaturinterval
600-900°C . Højere molybdænindhold kan føre til udskillelse
indenfor minutter. Udskillelsen af Chi og Laves kan i
lighed med sigma undertrykkes ved kvælstof i legeringen.
Nitrider dannes primært i ferrit, idet opløseligheden af kvæl-
Krom en meget stærk nitrid- stof er højere i austenit. Samtidig er krom en meget stær k
danner nitriddanner. I rene ferritiske stål er kvælstofindholdet altid
holdt lavt, i ELI (extra lav interstitials) endda særdeles lavt. I
duplex rustfrit stål, hvor der ofte sker en sejring af krom i ferritfasen
er tilbøjeligheden til at udskille nitrider yderligere
forstærket. Det ses af figur 13 .2, (ref. 2), at der primært dannes
Cr2N, men f.eks. i HAZ langs en svejsesøm kan der også
forekomme CrN. Det følger af den høje opløselighed af kvæl -
stof i austenit, at nitrider i ferritfasen primært forekommer
ved relativ lang diffusionsvej til austenit. (Ref. 3). Det er såle-
Primært i stål med høj ferritpro- des primært i stål med høj ferritprocent eller i grovkornet fercent
eller i grovkornet ferrit rit, f.eks. i HAZ, at nitrider udskilles. Diffusionstiden før udskillelser
kan observeres er meget kort, eksempelvis ned til
ca. 2 minutter i et 22% Cr duplex (2205), se figur 13 .5. (Ref . 3) .
Nitridudskillelse nedsætter sej- Nitridudskillelse nedsætter sejheden . Idet nitriderne er
heden kromrige vil korrosionsfølsomhed i kromfattige zoner om-
Nedsætte stålets generelle korro- kring udskillelserne nedsætte stålets generelle korrosionsbe -
sionsbestandighed standighed . Omfanget af nitridudskillelse begrænses primært
ved at holde ferritprocenten relativt lav (< 70 procent)
og holde mikrostrukturen tilstrækkelig finkornet, således a t
diffusionsvejen til austenitfasen er kort .
154

1000 -
900 -
800-
700 -
600-
500 -
U
~ 400-
475°-sprødhe d
2 min 6 min 20 min 1 time 2 timer 3 timer 4 time r
Ti d
475°C-sprødhed 13 .5
Figur 13 . 5
TTT-diagram for udskillelser i
grundmateriale 2205
(UNS 31803) (Ref. 3 )
I ferritholdige rustfrie stål som de rent ferritiske, duplex o g
svejsemetal med deltaferrit kan længere tids glødning i et Længere tids glødning i et tern -
temperaturinterval omkring 475°C medføre sprødhed . Arsa- peraturinterval omkring 475° C
gen til sprødheden er en ferrittransformation (Spinodal de kan medføre sprødhed
komposition), hvor den ved bratkøling dannede ferrit split -
tes op i en kromrig ferrit (ca. 80% krom) og en kromfattig
jernrig ferrit. (Ref . 1) . Tilbøjeligheden er, som det ses i figur
13 .6, stigende med stigende kromkoncentration, samme virkning
har molybdæn . Silicium og aluminium fremmer ligeledes
udskillelsen. Kvælstof indvirker ikke på processen .
Transformationen får hårdhed, trækstyrke og flydespænding
til at stige medens forlængelse, indsnøring og fremfor alt Kærvslagstyrke falder drastis k
kærvslagstyrke falder drastisk. I kritiske tilfælde kan der opstå
slagsejheder ned til under 60% af den oprindelige leve -
ringstilstand . Det bør bemærkes, at det i figur 13 .6 viste duplex
stål X 3CrNiMoN 22 5 3 udviser begyndende sprødhed
allerede efter ca. 20 minutter. Et stål som SAF 2507 vil som en
konsekvens af højere krom- og molybdænindhold forventes ,
at udvise en kortere tid før transformation starter.
0,1 10 100 1000 10000 100000
time r
155
Figur 13 . 6
TTT-diagram for 475°C-sprødhe d
for 14%Cr-stål, 18%Cr-stål o g
22%Cr5%Ni3%Mo N
(2205, UNS 31803) (Ref . 1 )

13.6 Oxidation
Nedbrydning af rustfrit stål ved højtemperaturkorrosion e r
omtalt i afsnit 3 .3. En relativ kortvarig oxidation i temperaturområdet
fra ca . 250°C til7-800°C kan dog medvirke til at
nedbryde materialet på trods af, at materialetabet er forsvindende
.
Kromrig oxid Den dannede oxid er kromrig, og der kan således på grund
af utilstrækkelig kromdiffusion ved de pågældende temperaturer
opstå et kromfattigt lag under oxiden, se figur 13 .7.
Kromrig oxid, primært Cr2 O 3 (Ref . 4 .) Dette lag er i lighed med zoner omkring Cr-karbider,
Cr%
1 8
12
+
Austenitis k
rustfrit stå l
x, m m
Figur 13 . 7
Kromkoncentrationens variatio n
under en overflade oxideret ve d
300-700°C) (Ref . 4)
-nitrider og kromholdige intermetalliske faser korrosionsfølsomt
og kan derfor starte et korrosionsangreb . Under kritiske
korrosionsforhold vil den initierede korrosion udvikle sig
til en propagerende grubetæring .
Ved meget kraftig oxidation ved højere temperatur "brænder
krom af" i overfladen af oxiden og oxiden bliver således jernrig,
og korrosionsfølsom .
Referencer
1 . Metallurgie der Schweissung nicht rostender Stähle . Erich
Folkhard, Springer-Verlag, Wien 1984 .
2. Super Duplex Stainless Steels : Structure and Properties .
Jacques Charles. Duplex Stainless Steels '91, 28 .-30 . Oct.
1991, Beaune France .
3. Welding Duplex and Super-Duplex Stainless Steels . Leo
van Nassau, H . Meelker, J . Hilkes. Duplex Stainless Steel s
'91, 28 .-30 . Oct. 1991, Beaune France .
4. Svejsning af rustfri stålrør. Beskyttelsesgasdækning og
korrosionsbestandighed . J. Vagn Hansen. "Svejsning" nr.
1, 1988 .
156

Svejsnings indflydelse på korrosions- 1 4
og mekaniske egenskaber
Svejsning vil altid medføre en varmepåvirkning af stålet, ide t
en del af metallet skal op over smeltetemperaturen . Ståle t
gennemløber således i en zone omkring svejsesømmen e n
temperaturcyklus, hvor maksimaltemperaturen falder fra 15 -
1600°C ved fusionslinien, til omgivelsestemperaturen i en eller
anden afstand herfra . Hvor bred en zone der bliver varm
og varigheden af en temperaturcyklus afhænger af svejseprocessens
effektkoncentration, den totale varmetilførsel og stålets
varmeledningsevne. Sammenligning af effektkoncentration
for en række svejseprocesser er vist i figur 14 .1. (Ref. 5) .
Austenitiske rustfrit stål har en væsentlig lavere varmeledningsevne
sammenlignet med bl .a. ferritiske og duplex rustfrie
stål. Dette medfører en smallere varmepåvirket zone men
10 7
10 6 —
10 5
TIG MIG
---- I
Plasma Elektronstrål
e
Lase r
157
Stålet gennemløber i en zon e
omkring svejsesømmen en tern -
peraturcyklu s
Figur 14 . 1
Effektkoncentrationen (intensitet)
på svejsestedet, som funktion
af svejseprocessen (Ref . 5)

samtidig en langsommere afkøling . Der vil således være e n
større opholdstid i transformationsintervallet både ved opvarmning
og nedkøling . Sammenlignet med en varmebe -
En svejseproces er en kortvarig handling i ovn vil en svejseproces generelt udgøre en mege t
cyklus kortvarig cyklus . Eftersom transformationerne -udskillelser -
ne er styret af diffusion, er det den sammenlagte tid i det kritiske
temperaturinterval som afgør omfanget af udskillelser.
Flere strenge vil således øge risikoen og krydsende svejse -
sømme vil kunne udgøre et specielt problem .
Varmepåvirket zone HAZ
Smeltet meta l
Grovkornet HA Z
AISI 304/316 tillader op til max .
0,08% kulstof — stor sensibiliseringsrisiko
Imidlertid opvarmes grundmaterialet umiddelbart op til det
smeltede materiale så voldsomt, at der kan foregå kornvækst
.
Samtidig kan den efterfølgende afkøling give en hærdning i
de martensitiske stål, eller der kan udfældes uønskede faser.
De martensitiske stål er på grund af deres høje legeringsindhold
lufthærdende, og som nævnt ovenfor meget sprøde i
den hærderde tilstand . De er derfor meget vanskeligt svejselige,
der kræves en høj forvarmetemperatur og anløbning a f
svejsemetal og HAZ umiddelbart efter svejsning.
De ferritiske stål frembyder ingen større svejsetekniske van -
skeligheder. Men det er umuligt at undgå, at der bliver en
meget grovkornet HAZ lige op til svejsningen, med en meget
dårlig omslagstemperatur til følge . Varmebehandling efter
svejsningen kan kun forringe egenskaberne yderligere . Anvendelsen
af ferritiske stål i svejste konstruktioner er derfo r
meget begrænset .
De austenitiske stål er meget let svejselige, og svejsningerne
får udmærkede mekaniske egenskaber . Ved for stor varmetilførsel
kan der udfældes karbider eller intermetalliske faser,
som forringer korrosionsegenskaberne .
Normale svejseforløb, eksempelvis i godstykkelser under 3- 5
mm, vil ikke medføre sensibiliseringsproblemer i austenitiske
rustfrie stål af 18/8 og syrefast type, såfremt kulstofindholdet
er under ca. 0,05%, jfr. figur 13 .1. Visse specifikationer,
som f.eks. AISI 304 og AISI 316, tillader op til maksimal t
0,08% kulstof. Her vil sensibiliseringsrisikoen være stor undtagen
for meget tyndvægget gods . Specificeres L-kvalitet, eksempelvis
AISI 304L, vil kulstofindholdet være under 0,03 %
C og sensibilisering i praksis ikke en risiko ved svejsning .
158

Tommelfingerregler for sensibilisering for interkrystallins k
korrosion er følgende :
• Vælges en L-kvalitet eller anden specifikation med max .
0,03% C er der i praksis ingen mulighed for sensibiliserin g
ved normal svejsning
• Austenitisk rustfrit stål type 18/8 og syrefast med op til
max. 0,05% C kan svejses med metoder med høj effektkoncentration,
f.eks. TIG, enkelt eller to svejsestrenge uden
probleme r
• Specifikationer, som f.eks . AISI 304 og AISI 316, som tilla -
der max. 0,08% C bør undgås til konstruktioner, som ska l
svejses med lysbueprocesse r
Sigmafasedannelse vil normalt ikke forekomme ved svejs- Sigmafasedannels e
ning af austenitiske rustfrie stål af 18/8 og syrefast type . Ved
højtlegerede austenitiske rustfrie stål specielt legeringer med
højt molybdænindhold vil der være tilbøjelighed til sigmafasedannelse,
såfremt varmeinput ikke holdes lavt . Det opsmeltede
materiale vil bl.a. på grund af sejring være meget
tilbøjeligt til sigmafasedannelse, og det er nødvendigt, a t
overlegere tilsatsmaterialet med nikkel . Intermetalliske faser,
som Chi og Laves, udgør ikke et problem ved svejsning i Chi og Laves
praktiske legeringer, hvor krom og molybdæn er afbalancere t
med kvælstof.
Duplex rustfrit stål er generelt let svejselige, blot man over -
holder visse krav til tilsatsmateriale og svejseparametre .
Duplex rustfrie stål har på grund af den tofasede struktur, o g
et relativt højt krom- og kvælstofindhold specielle forhol d
omkring transformation . Det relativt hurtige afkølingsforløb
ved svejsning medfører en ufuldstændig gendannelse af au -
stenit — d .v.s. en øget ferritprocent . Herved falder sejheden, Ferritprocent.
og omslagstemperaturen stiger. Samtidig øges risikoen for, at
kvælstof i stålet danner nitrider, jf. afsnit 13 .4. Nitrider vi l
yderligere sænke sejheden, og samtidig falder korrosionsbestandigheden
drastisk. Svejsning af duplex rustfrit stål kræ- Svejsning af duplex rustfrit stå l
ver således i modsætning til de austenitiske ikke en begræns- kræver ikke en begrænsning a f
ning af varmeinput. Højere varmeinput medfører længere varmeinput
transformationstid til rådighed og dermed mindsket ferrit -
procent i svejsemetal og HAZ. Der vil dog være øvre grænser,
eftersom for lange afkølingstider vil øge risiko for se -
159

Svejseprocedurer.
Non-Destructive Testing
kundære udskillelser. Højtlegerede duplex rustfrit stål vi l
som følge heraf kræve en nøje styring af svejseparametrene
for at opnå optimale korrosions- og mekaniske egenskaber .
Kontrol med størrelsen af en eventuel forringelse af stålet s
sejhed er et vigtigt formål med prøvning af svejseprocedurer .
Konstruktionsnormer tager almindeligvis ikke hensyn til
denne forringelse; der foreskrives blot de samme minimums -
krav for svejsning som for grundmaterialet. Der kan derfor
være god grund til at kræve, at grundmaterialet "har noge t
at give af" .
Samtidig med at en svejsning kan forringe stålets egenskaber
væsentligt, medfører svejsningen også en forøget risiko fo r
defekter i nærheden af de forringede områder, og konstruk -
tionsnormerne foreskriver derfor omfang af NDT og maksimale
defektstørrelser. Det skal bemærkes, at disse grænser e r
fastsat ud fra, hvad der kan opnås ved godt håndværk . Grænserne
har ikke noget at gøre med, hvilke defektstørrelser e n
brudmekanisk vurdering kunne vise ville være acceptable .
Oxidation, der som følge af farvetoningen i oxiden ofte kaldes
anløbning, vil være et problem for zonen omkring svejsesømmen
i de rustfrie stål. (Ref. 4) .
Afhængig af iltkoncentrationen i gassen over metaloverfladen,
tid-temperaturforholdene og muligvis også legeringens
sammensætning vil der dannes en oxid med given tykkelse .
Hidtidige undersøgelser tyder på en relativ entydig sammenhæng
mellem oxidens farvetoning (dvs . tykkelse) og den relative
korrosionsbestandighed . Farvetoningen kan således
anvendes som kvalitetskriterie. (Ref. 4). Oxidation hæmmes
ved at holde iltkoncentrationen lav over metaloverfladen .
Eksempelvis kræves max. 25-50 ppm 02 i gassen for at hindre
skadelig oxidation ved svejsning i tyndvægget AISI 304
og 316 respektive . (Ref. 4) .
Forekommer uacceptabel oxidation efter svejsning, skal der
udføres efterbehandling for at fjerne såvel oxid som det underliggende
kromfattige lag. Mest effektiv efterbehandling er
bejdsning med salpetersyre-flussyrebejdse . Alternativt kan
en mekanisk bearbejdning, f .eks. finslibning eller blæsnin g
med rent blæsemiddel, anvendes . Det kan anbefales, at passivere
det rustfrie stål efter den mekaniske bearbejdning med
en salpetersyreopløsning. (Ref. 6) .
160

Nikkellegeringer vil, afhængig af sammensætningen, kunne Nikkellegeringer
udvise sekundære udskillelser i forbindelse med svejsning .
Svejsning bør derfor foretages med lavest mulig varmeinput .
Oxidation i forbindelse med svejsning er ikke et problem fo r
materialet, eftersom oxiden primært er nikkeloxid og korrosionsbestandigheden
i mindre grad styret af en eventue l
kromkoncentration . Der bør dog anvendes beskyttelsesga s
også på rodsiden af hensyn til smeltebadets flydeegenskabe r
og risiko for indeslutning af dannede oxider og slagger .
Titan er, som nævnt i afsnit 10, meget følsomt for reaktion Tita n
med atmosfærisk luft . Svejsning skal derfor altid foretage s
med beskyttelse af alle opvarmede overflader med inert gas ,
argon eller argon-helium, med meget høj renhedsgrad (ty -
pisk

LME i rustfrit stål, praktiske 1 5
eksempler
Den generelle mekanisme i LME eller flydende metalforsprødning/metalindtrængning
er gennemgået i afsnit 4 .3
Under praktiske forhold er det metaller, som kobber og kobberlegeringer,
loddemetaller, zink, bly, tin, aluminium, antimon
og cadmium der som oftest kan give problemer .
En række praktiske eksempler kan illustrere risiko og mulig e
forholdsregler.
Svejsning af rustfrie stål med metallisk zink eller zinkholdi g
maling på overfladen vil meget ofte medføre revner i den
varmepåvirkede zone eventuelt i yderkanten af denne . En
række tilfælde af revnede rør eller beholdere er set, hvor der
er forsøgt svejst varmforzinkede bære- eller støttebeslag p å
ydersiden . Såfremt zink-LME skal forhindres, må stålet ren -
ses i en bred zone (min . 50 mm afhængig af godstykkelse o g
svejsedata). Slibning og børstning alene er uegnede rensemetoder.
Overfladen bør renses med syre, f.eks. bejdsepasta før
svejsning. Et malinglag eller et relativt tykt zinklag bør slibes
bort, hvorefter overfladen renses med syre .
Kobberindtrængning ved lysbuedannelse mellem det rustfrie Kobberindtrængnin g
stål og svejsefikstur eller modpol under svejsning er en anden
hyppig skade, som kan være kritisk i en trækspændings -
belastet komponent . Skader kan naturligvis forhindres ved a t
forhindre lysbuedannelse, ved at anvende fiksturer og værk -
tøj af rustfrit stål eller ved at sikre, at strømoverførsel sker på
ukritiske dele .
Loddemetaller, såvel kobber som sølvbaserede, vil kunne Loddemetaller
give LME-revner. Revner vil kunne opstå såfremt det emne,
som skal loddes, indeholder høje restspændinger, f .eks. fra
kolddeformation, eller såfremt temperaturfordelingen i selv e
loddeprocessen fører til høje spændinger. Problemet kan be -
grænses ved at foretage en afspændingsglødning — i praksi s
en opløsningsglødning forud for lodningen . Desuden bør de -
sign og loddeprocedure tilstræbe lave termiske spændinge r
under lodning.
163
Rustfrie stål med metallisk zin k
eller zinkholdig maling vil meget
ofte medføre revner i den varme -
påvirkede zon e

Glidelejer af diverse bløde lejemetaller og eksempelvis an timonimprægnerede
grafitlejer kan give revner i aksler af rustfrit
stål, hvis lejet mister smøring og løber varmt .
Reference r
1. A Summary of the Literature Describing Liquid Metal
Embrittlement. M. G. Nicholas m .fl . AERE Harwell,
Oxfordshire, July 1978 .
164

Kontrol/inspektion af anlæg 1 6
Det er normalt, at anlæg slides/nedbrydes i et vist omfan g
under drift. Der er naturligvis komponenter, som er designe t
til at holde i hele anlæggets levetid, hvis dette er muligt .
De komponenter, som ikke er i stand til at holde i hele anlæggets
levetid, er det vigtigt at kunne kontrollere unde r
driften, helst uden driftsstop . Udskiftning kan på denne
måde planlægges og foretages på et passende tidspunkt under
normalt driftstop - "shut down" .
Der eksisterer en række ikke destruktive metoder (NDT -
Non Destructive Testing) til undersøgelse af anlæg, og nogle
metoder kan anvendes under drift.
I det følgende vil principperne for nogle af de almindeligs t
anvendte NDT-metoder blive beskrevet kort . Flere metode r
og detaljerede beskrivelser af alle metoderne findes samlet i
en bog: NDE Ståbi - Metoder til ikke-destruktiv tilstandskontrol,
hvor NDE står for Non Destructive Examination . Desuden
kan der henvises til modul S8, hvor der vil finde en de -
taljeret gennemgang sted i relation til de forskellige fejltyper .
Radiografisk undersøgelse 16 . 1
Der optages en radiografisk film ved hjælp af enten røntgenstråler
fra et røntgenapparat eller gamma-stråler fra en radioaktiv
isotop .
Filmen vil afsløre områder med manglende materiale i stråleretningen,
f.eks. hulrum, revner, reduceret godstykkelse o .s.v.
Metoden registrerer kun fejl med en vis tykkelse i stråleret- Kun fejl med en vis tykkelse i
vingen . stråleretninge n
Metodernes følsomhed er forskellig . Røntgen er mest følsom ,
men også vanskeligere og undertiden umulig at anvende i
praksis på grund af pladsmangel .
Begge metoder kan ved passende isolerende mellemlæg an -
vendes på komponenter med højere temperaturer; men føl-
165

Figur 16. 1
Radiografisk gennemstråling
med filmeksponering
somheden bliver dårligere i takt med tykkelsen af de nødvendige
mellemlæg .
Supplerende må det siges, at undersøgelse af rørsystemer giver
et langt bedre resultat, hvis systemet er tømt ; men undersøgelse
i væskefyldt tilstand er undertiden mulig .
Radiografisk undersøgelse kan anvendes på alle materialetyper.
Principskitse — se figur 16.1 :
16.2 Ultralydundersøgels e
Man sender en lydstråle fra et prøvehoved ind i materialet
under en kendt vinkel. Denne lydstråle, der vil reflekteres fra
fejl med en vis udstrækning, bliver modtaget igen i prøvehovedets
modtagerdel. På grundlag af prøvehovedets data og
målbare afstande/dimensioner kan operatøren beregne fejlens
størrelse og placering.
Denne metode registrerer plane fejl i materialerne, f.eks . revner,
bindingsfejl i svejsninger og større korroderede områder.
Indre fejl og fejl ud til over- Metoden kan afsløre både indre fejl og fejl, der går ud ti l
fladerne overfladerne af materialet.
1 2
6
Det er muligt at undersøge komponenter, som er væskefyldt .
Alle typer aluminiumlegeringer kan undersøges, uanset den
anvendte fremstillingsproces, d.v.s. valset, extruderet eller
støbt aluminium .
166

Supplerende kan det oplyses, at metoden normalt kan anvendes
på valsede materialer, f.eks . stål og rustfrit stål, me -
dens støbt materiale af rustfrit stål, herunder svejsemetal ,
som regel ikke kan undersøges .
Principskitse - se figur 16 .2 :
Figur 16. 2
Magnetofluxundersøgelse 16 .3
Materialet, som skal undersøges, gøres magnetisk enten med
en permanent magnet, en elektromagnet eller ved strømgennemgang.
Derpå påsprøjtes området med magnetpulver op -
slemmet i en væske, som normalt er lugtfri petroleum . Pulveret
vil samle sig langs eventuelle magnetpoler, som opstår
langs revner, bindingsfejl o .s.v., hvor magnetfeltets kraftlinie r
er brudt .
Ultralydundersøgelse af svejsesø
m
Metoden afslører principielt kun fejl, som har forbindelse til Principielt kun fejl, som har foroverfladen;
men fejl umiddelbart under overfladen kan dog i
visse tilfælde detekteres .
bindelse til overflade n
Man kan i visse tilfælde anvende metoden ved forhøjet temperatur,
idet magnetpulveret tilføres i tør tilstand ; men følsomheden
er betydeligt nedsat .
Metoden kan kun anvendes på materialer, som er ferromag-
167

Almindeligt konstruktionsstål ,
lavtlegerede stål, ferrittiske og
martensittiske rustfri stål .
Figur 16 . 3
Magnetofluxundersøgelse
netiske, d .v.s . almindeligt konstruktionsstål, lavtlegerede stål ,
ferrittiske og martensittiske rustfri stål . Rustfri stål, som har
helt eller delvis austenittisk struktur, nikkel-, aluminium- o g
titanlegeringer kan ikke undersøges med magnetoflux.
Magnetoflux-undersøgelse er normalt en meget følsom metode.
Indikationerne fra denne metode bliver dog undertide n
overfortolket, så man tror, at der er revner, uden at dette er
tilfældet.
Principskitse — se figur 16 .3 :
16.4 Kapillarfarveundersøgelse
Kun fejl åbne til materialeoverfladen
Prøvningen foretages ved at påføre en penetrerende, stærk t
farvet væske (rød) på materialeoverfladen, som skal under -
søges. Væsken vil ved bl .a. kapillarvirkningen suges med i
revner og lignende fejl i materialeoverfladen . Overfladen
rengøres efter nogle minutters eksponering for overskydende
rød farve. Derpå tilføres overfladen en fremkaldervæske med
kridtpulver, som suger en del af den røde farve op og danne r
et tilsvarende rødt mønster på den hvide overflade .
Det er et krav, at overfladen er helt ren inden prøvning, d a
urenheder, f .eks. olie m.m., vil forhindre den røde væske i a t
trænge ind i eventuelle fejl. Det skal også fremhæves, at undersøgelse
af slebne overflader undertiden er problematisk,
da overfladematerialet kan være tværet og derved have lukket
eventuelle defekter.
Metoden afslører kun fejl, der er åbne til materialeoverfladen .
Kapillarfarveprøvning kan anvendes på alle materialetyper.
Metoden bruges som regel til undersøgelse af materialer,
168

som ikke er egnet til magnetoflux-undersøgelse, der er e n
væsentlig mere følsom metode .
Principskitse - se figur 16.4:
3 . 4 .
Hvirvelstrømsundersøgels e
Der induceres en hvirvelstrøm i grundmaterialet . Man kan
ved hjælp af elektriske målemetoder registrere områder, hvo r
overfladematerialets induktionsmæssige egenskaber er unormale
og dermed afsløre fejl i materialeoverfladen, f .eks. rev -
ner og pittings (korrosionsgruber) .
Metoden kan også anvendes på overflader, som ikke umiddelbart
kan inspiceres, f.eks. indvendig i rør, hvorfor metoden
er meget attraktiv til undersøgelse af rørvarmevekslere .
Man har anvendt metoden i mange år på materialer, so m
ikke er ferromagnetiske. I de senere år er det også blevet mu -
ligt i en vis udstrækning at bruge metoden på ferromagnetiske
materialer .
Principskitse - se figur 16 .5 :
2 .
169
Figur 16 . 4
Kapillarfarveprøvning .
1. Rengøring af emne, fejl ikk e
synlig .
2. Påsprøjtning og indtrængning
af kapillarvæske .
3. Afrensning af overskydend e
kapillarvæske . Revnen ikk e
synlig .
4. Påsprøjtning af fremkalder.
Revnen fremtræder i stær k
kontrast, klar til inspektio n
16 . 5
Fejl i materialeoverflade n

Figur 16. 5
Hvirvelstrømsundersøgelse
Magnetfelt Vekselsstrøms
/generator
16.6 Trykprøvnin g
Gennemgående fejl
Ikke særlig følsom
Den almindeligste, ældste prøvemetode er trykprøvning .
Den undersøgte komponent udsættes for indvendig overtryk
med luft eller vand. Inspektionen foretages ved, at komponenten
neddyppes i vandbad ved prøvning med luft, og direkte,
eventuelt ved påsprøjtning af kridtpulver, ved prøvning
med vand .
Prøvningen afslører fejl, der er gennemgående i materialet .
Metoden, der kan anvendes på alle materialetyper, er ikk e
særlig følsom .
16.7 Lækprøvning (Leak-test)
Gennemgående fejl
Meget følsom
Det er en art tryk- eller vacuumprøvning, hvor komponenten
udsættes for et overtryk eller undertryk samtidig med, at
"tryksiden" indeholder et sporstof, f.eks. freon. "Lavtryksiden"
afsøges med en sonde, som registrerer selv meget f å
molekyler af sporstoffet .
Prøvningen afslører fejl, der er gennemgående i materialet .
Metoden, der er meget følsom, kan anvendes på alle materialetyper.
16.8 Skades- og havarianalyser
Det er normalt at undersøge komponenter, som er blevet defekte.
Der kan være tale om lokale fejl, f.eks. revnedannelser,
eller totale sammenbrud, som normalt benævnes havari.
Primære formål er at fastlægge Skades- og havarianalysers primære formål er at fastlægge
skadesmekanismen skadesmekanismen entydigt. Derpå kan resultatet af analysen
bruges på forskellig måde til a t
170

• placere et ansva r
• udarbejde en eventuel reparationsprocedure eller udskiftnin
g
• foretage redesign, herunder ændring af materiale
• ændre driftsbetingelser for fremtidig drift
Skades- og havarianalyser kræver ofte stor faglig ekspertise Kræver stor faglig ekspertis e
på områderne metallurgi, kemi, fysik, brudmekanik, konstruktiv
udformning, fremstillingsprocesser, f.eks. svejsning,
for blot at nævne nogle af de mest iøjnefaldende discipliner.
En skadesanalyse kan være en meget kompleks sag, og det e r
helt afgørende, at opklaringen fører til korrekt konklusion ,
da eventuel reparation m .m. ellers vil være spildt, eventuel t
direkte forværrende på problemerne . Der kan jo også være
tale om fejlagtig placering af ansvar i forbindelse med personskader
med deraf følgende menneskelige konsekvenser.
Arbejdsgang 16.8 . 1
Selve forløbet af skades- og havarianalyser består af en række
principielle handlinger, som det er gengivet nedenfor .
Rækkefølgen af de enkelte punkter kan, ligesom antallet og
omfanget af punkterne, variere fra sag til sag .
1. Besigtigelse af skader, eventuelt med fastlæggelse a f
brudforløb, specielt primærskade og sekundære skader .
2. Indsamling af alle relevante data for konstruktionen og
driften, herunder eventuelle driftsuregelmæssigheder.
3. NDT-undersøgelser for fastlæggelse af det totale skadebillede
.
4. Udvælgelse og udtagning af repræsentative prøver baseret
på resultaterne af dels den visuelle inspektion og del s
NDT-undersøgelserne. Proceduren for udtagningen er
meget vigtig, idet karakteristika for skadesfænomenern e
let kan ødelægges for videregående undersøgelser. NB:
Identifikation af prøverne er vigtig !
5. Makroskopiske undersøgelser .
Visuel undersøgelse af brudflader, sekundærrevner o g
andre fænomener.
171

Skades- og havarianalyser ka n
kompliceres væsentligt
6 . Mikroskopisk undersøgelse .
Undersøgelse af brudflader i lysoptisk stereomikroskop
og SEM (Scanning Electron Microscope) .
7. Udvælgelse og fremstilling af mikroslib .
8. Undersøgelse af mikroslib i lysoptisk mikroskop .
9. Fastlæggelse af skadesmekanismen på grundlag af resul -
taterne af makro- og mikroundersøgelserne .
10. Kemisk analyse incl . analyser af korrosionsprodukter, aflejringer,
belægninger m.m.
11. Mekanisk prøvning .
12. Brudmekaniske beregninger .
13. Samlet gennemgang og vurdering af alle observatione r
og undersøgelsesresultater.
14. Konklusion og rapport med endelig fastlæggelse af skadesårsag
.
Det er uden for rammerne af dette indlæg at gå i detaljer
med de enkelte punkter i ovenstående liste . Det skal dog understreges,
at skades- og havarianalyser kan kompliceres væsentligt
og opklaring umuliggøres, hvis de havarerede del e
behandles forkert. Derfor skal De helst omgående tilkalde
hjælp fra erfarne specialister, bl.a. metallurger, for at forhindre
vigtige detaljer i at gå tabt .
Den egentlige skades- og havariundersøgelse slutter med
fastlæggelse af skadesårsagen, hvilket oftest kun er tilstræk -
keligt til placering af et ansvar .
I praksis er fortsættelsen mindst lige så vigtig, da virksomheden
oftest skal producere videre, hvorfor udarbejdelse af reparationsprocedure,
herunder eventuel udskiftning, ændrin g
af materialer, ændring af driftsbetingelser o .s.v. er vigtig for
at undgå skader i fremtiden samt at minimere fremtidige ud -
Lære af fejltagelserne ! gifter. Husk, at det er vigtigt at lære af fejltagelserne !
172

Årsager til skader og havarier 16.8 .2
Der er mangfoldige årsager til, at skader og havarier sker ;
men årsagerne kan groft deles op i to hovedgrupper, hvilk e
er fremstillings- og driftsbetingede fejl .
Eksempler på fremstillingsbetingede fejl :
Design/konstruktiv udformnin g
Materialevalg
Materialefej l
Fabrikatio n
Sammenføjningsfej l
Lagring
Forsendelse
Eksempler på driftsbetingede fejl :
Mekanisk overbelastning
Sprødt brud
Udmattelse
Krybnin g
Brintskørhed
Spændingskorrosion
LME (Liquid Metal Embrittlement = flydende metalind -
trængning )
Korrosion
Slid
Det er imidlertid ofte således, at flere typer fejl/nedbrydningsmekanismer
optræder i kombination. Det er derfor
uhyre vigtigt at få fastlagt det sande skadesforløb, hvor ma n
får fastslået den primære defekt, medens sekundære skader
kan være helt uinteressante .
Et brud kan umiddelbart godt se ud som et rent udmattelses -
brud. Men en nærmere metallurgisk undersøgelse viser, a t
udmattelsesrevner er startet ud fra mikrorevner fremkaldt af
spændingskorrosion . Omvendt kan en primær udmattelses -
revne medføre sekundære revner som følge af spændings -
korrosion .
Fremstillings- og driftsbetinged e
fej l
Det er i denne forbindelse de metallurgiske undersøgelser i Metallurgiske undersøgelse r
elektron- og lysoptiske mikroskoper har enestående værdi ,
fordi disse instrumenter kan afsløre, hvilke mekanismer, som
173

har medvirket i skadesforløbet, da de forskellige nedbrydningsmekanismer
heldigvis har forskellige karakteristika.
Dette indlæg om skades- og havariundersøgelser er udarbejdet
som en kort orientering for at gøre opmærksom på d e
muligheder og værdier, denne type undersøgelser kan have .
Når man til daglig beskæftiger sig med skades- og havariundersøgelser
og ved, hvilken nytte, man kan drage af resultaterne,
må man undertiden undre sig over, at denne mulighe d
ikke benyttes oftere .
Det er vigtigt at fastslå karakteren af eventuelle fejl i såve l
fremstillings- som driftsfasen så hurtigt som muligt, således
at korrekte ændringer hurtigst muligt kan gennemføres.
174

Liste over "kaldenavne" for rustfri stå l
Populær- Svensk Tysk Gammel UNS
navn standard standard amerikansk nummer
(værks- SS W.-Nr. AISI S/N
betegnelse) XXXX X.XXXX XXX XXXXX
18/8(18/9) 2333 1 .4301 304 S 3040 0
18/8-lavkulstof 2352 1 .4306 304L S 3040 3
Syrefast 2347/2343 1 .4401/1 .4436 316 S 3160 0
Syrefast, lavkulstof 2348/2353 1 .4404/1 .4435 316L S 3160 3
Automatstål 2346 1 .4305 303 S 3030 0
Titanstabiliseret 2337 1 .4541 321 S 3210 0
904L 2562 1 .4539 N 08904
254 SMO 2378 (1.4529) S 31254
SAF 2304 1 .4362 S 32304
SAF 2205 2377 1 .4462 S 3180 3
SAF 2507 2328 S 32750
Sanicro 28 2584 N 08028
Bemærk! Legeringern er kun sammenlignelige, dvs. angive r
nærmeste tilsvarende . Der kan være væsentlige forskelle på
et eller flere elementer. Opsøg derfor altid den egentlige standard
.
AISI-betegnelse rne er alle relativt gamle og omfatter derfo r
kun de ældste stål som AISI 304 og 316, hvorimod de relativt
nyudviklede duplexe stål eller 254 SMO ikke findes i AISIsystemet
.
"S" i UNS-systemet markerer en stållegering, mens "N" markerer
en nikkellegering . 904L og Sanicro 28 er derfor klassificeret
som nikkellegeringer i UNS, mens de i de andre standarder
står som rustfri stål .
175

Stikord
475°C-sprødhed 128,151 Brudrisiko 116 Fluorider 11 4
Abrasivt slid 2 6
Brudspænding 11 5 Flydespænding 20, 11 5
Adhæsivt slid 2 6
Brugstemperatur 117 Forskydningsspænding 1 8
Afløbsrør 9 5
Brugsvand 6 0
Forvarmetemperatur 15 8
Aksler 125
Calomelektroden 33 Fosforsyre 78
Alkaliske opløsninger Chi 154 Fremstillingsbetingede
105, 146 Chromat 112 fejl 173
An-ionbytter 68 CPT 60 Fødevareindustrien 70
Anløbning 118, 158 CPT-kurver, ståltyper Fødevarer 70
Anodeproces 30 61, 62 Galvanisk korrosion 3 6
Arealforhold 37 CPT, mikroflora Gamma prime 137
Armering 94 CPT-værdier 100 Generel korrosion 3 4
Atmosfære 93 Crack Tip Opening Godstykkelse 11 9
Austenit-danner 99 Displacement, CTOD 120 Grovkornet HAZ 15 8
Austenitiske stål Critical Pitting Grubetæring 34
spændingskorrosion 67 Temperature 60 Grubetæring, foto 6 3
Austenitiske stål 158 Defekt 116, 122, 125, 127 Hastelloy 103
Austenitiske rustfri e
148, 16 0
Hastelloy B-2 102
højtemp eraturs tå l 132 Dimensionerings -
Hastelloy C-22 100
Baser 79, 105, 11 3
beregning 12 0
Hastelloy C-276 10 0
Bearbejdning 142
Driftsbetingede fejl 173 Hastelloy G-30 100
Bejdsning 160
Driftstemperatur 119 Havari 12 2
Belastningsfrekvens 149 Duplexe stål 11 8
Havvand 65, 105, 10 8
Benzotriazol 5 6
Efterbehandling 16 0 HAZ 158
Beton 9 4
Elasticitetsmodulet 20 HC1 72, 90, 104
Bindere 94
Elastiske område 2 0 Hook's lov 2 0
Biologisk aktivitet 6 5 ELI (extra lav interstitials ) Huey test 7 7
Blisterdannelse 4 6
15 4
Hvilelinier 123
Bolte 9 4
Erosion 2 5
Hvirvelstrømsundersøgelse
Brintangreb 42
Erosionskorrosion 5 1
16 9
Brintelektroden 33 Faseændring 118 Hydrider 48
Brintskade r
Ferralium 255 66, 100 Hydriddannelse 10 7
(hydrogenskader) 4 6 Ferrit-dannere 99
Hydrogenangreb 42, 47
Brintsko-hed 4 7
Ferritiske stål 118, 15 8 Hypoklorit 70, 10 8
Brintudvikling 10 7
Ferritiske rustfrie
Hærdning 11 8
Brudegenskaber 11 8
højtemperatu rstål 128 Høje temperaturer 6 6
Brudforlængelse 11 5 Ferritprocent 159
Højtemperatur 8 1
Brudforløb 12 2
Ferrittransformation 155 HQjtemperaturkorrosion 3 8
Brudmekanisk provning Fiskeriindustrien 7 0 Højtemperaturstål 12 7
119, 120
Fjernvarmesystemer 66 Ikke-oxiderende syrer 10 6
17 7

Iltbetinget korrosion 3 0
Iltindhold 54, 103
Iltindhold, iltkontrol 68
Iltkoncentrationselement
36
Iltningskraft 60
Inconel 625 100
Inconel-legeringer 137
Inddampning 68,144
Initieringen af korrosionsangreb
10 1
Inspektion af anlæg 165
Interkrystallinsk
korrosion 38, 59,152
Intermetalliske faser 15 1
Ionbytter 68
Isokorrosionsdiagram 10 3
Jern-nikkel-kromlegeringe r
134
Jord 94
Kapillarfarveundersøgels e
16 8
Karbider 15 1
Karbidudskillelse 152
Kat-ionbytter 6 8
Katodeproces 3 0
Kavitations erosion 27, 14 0
Kaviteter 24, 2 7
Kc 120
Kedelsten 68
Kemikalietanke 94
Klorholdige røggasser 8 3
Klorid 60, 14 3
Kloridholdigt miljø 108
Kloridindhold ,
kloridkontrol 6 8
Kloridinduceret spændingskorrosion
133, 145
Klorid-spændingskorrosion
101
Kobberindtrængning 163
Kobber/kobbersulfatelektroden
33
Kogende svovlsyre 104
Kogende saltsyre 104
Kombinerede effekter 141
Kommunevand 60
Komplexbindere 5 6
Kondenserende
røggasser 8 9
Kondensering 144
Konstruktionsnorm 125 ,
160
Kontrol af anlæg 16 5
Kornstørrelse 118,12 7
Kornvækst 118, 158
Korrosion, mikrobiel
Korrosionsbestandighed
10 6
Korrosionsegenskaber 15 8
Korrosionsforme r
rustfrit stål 5 9
Korrosionshastigheder 34
Korrosionspotentiale
31, 60, 61, 65, 69
Korrosionsprocesser 29
Korrosionsprodukter 3 1
Korrosionsudmattels e
49, 147
Krom 64
Kromoxider 5 9
Krybebrudstyrke 25
Krybehastighed 25
Krybekurve 25
Krybestyrke 2 5
Krybning 24,127
Kvælstof angreb 4 3
Kærv 119, 125
Kærvvirkning 123,125
Kølevand 66
Laves 154
Laveste driftstemperatu r
120
Lavtemperaturkorrosion 84
Ledningsevne 55
Lejemetaller 16 4
Levetid 121, 122,148
LME 16 3
Loddemetaller 16 3
Lokalkorrosion, faktorer 59
178
Ludskørhed 45,79
Lækprøvning (Leak-test )
170
Magnetofluxundersøgels e
167
Maksimale defektstørrelser
160
Martensitiske stål 11 8
Martensitiske rustfri e
højtemperaturstål 12 9
Martensitiske stål 158
Materialevalg, havvand 65
Metalforsprødning 16 3
Metalindtrængning 163
Metaltræthed 2 1
Mikrobiel korrosion 69
Mikrobiologisk aktivitet,
mikrobiel aktivitet 6 9
Mikroflora 105
Mikrostruktur 12 7
Miljøet, miljøkontrol 6 7
Molybdæn 64
Molybdænoxider 59
Monel 9 8
Murværk 94
Naturligt havvand 65
NDT 116, 160,16 5
Ni-Cu-legeringer 9 8
Ni-Cr-Mo - nikkel-krommolybdæn
9 9
Nikkel 161
Nickel 20 0
Nikkel-krom-jern
Nikkel-kobber 9 8
Nikkel-molybdæn 10 2
Nikkel-kromlegeringer 135
Nikkel-krom-jernlegeringe r
137
Nikkelindhold 145
Nikkelindhold, korrosion
64
Nikkellegeringer 97, 133
Nikkellegeringer, nikkellegeringstyper
9 7
Nikkelsulfidangreb 12 8

Nimocast 135
Nimonic-legeringer 13 5
"nitric acid grade " 77
Nitrider 151, 154
Nitrogen 64
Nitrogenlegerede stål 64
Normalkraft 1 8
Normalpotentialer 3 2
Omslagskurve 11 7
Omslagstemperatur 117,
118, 15 8
Opkulning 42
Organiske stoffer 70
Organiske kemikalier 7 2
Overbelastning 11 5
Overbelastningsbrud
19, 2 1
Overfladefinish 93, 12 3
Oxidation 127, 15 6
Oxidationskoefficient 39
Oxidationsmidler 70, 104
Oxiderende ioner 11 0
Oxiderende syrer 103, 10 6
Pakninger 68
Paris' lov 126, 148
Passivering 10 2
pH 53
Pittin g
Pittingpotential 35
Pitting resistanc e
equivalent 6 4
Pitting-temperatur 60, 10 0
Plastisk deformation 115 ,
118
Plastiske område 2 1
Polymerbelægninger 2 7
Poly-vinylklorid 72
Polythion -syrer 14 7
Potentialer 3 1
Potentialmålinger 3 3
PRE 64
PREN 64
PVC 72
Radioaktiv isotop 165
Radiografisk undersøgels e
165
Rangering a f
Ni-legeringer 10 1
R-forholdet 2 3
Redoxpotential 3 3
Rekrystallisation 11 8
Ren svovlsyre 74
Rengøring 71, 9 3
Renseanlæg 6 9
Restbrud 123
Revnedannelse 47
Revneinitiering 125, 148
Revner 148
Revneudbredelse 12 3
Revnevæksthastighed 12 7
148, 149
Rundingsradius 12 5
Rustfrie ståls korrosionsforhold
Røggasrensning 8 9
Røgovne 7 1
Røntgen 116, 125, 165
Råvand 6 0
Salpetersyre 76,11 1
Salte 56, 11 3
Saltsyre 78, 11 1
Sejhærdning 12 9
Sejhed 11 7
Sejt brud 11 5
Sekundære faser 15 1
Selektiv korrosion 37
Sensibiliseret stål 14 7
Sensibilisering 151, 15 8
Shotpeening 4 6
Sidekærv 125
Sigmafase 128, 15 1
Sigmafasedannelse 152, 159
Skades- og havarianalyse r
17 0
Skalningstemperatur 39 ,
13 2
Skruer 94
Slagsejhed 118
179
Slagsejhedsprøvning 117 ,
11 9
Slagterier 70
Slid 25, 13 8
Slid - korrosion 51, 14 9
Slidstærkt 2 6
Slutbrud 12 5
Spaltekorrosion 15 9
Spaltekorrosions -
temperaturer 10 0
Spalter - spaltekorrosion,
mekanisme 6 2
Spildevand 6 9
Spinodal dekomposition
15 5
Sprødt brud 115, 116, 11 9
Spædevand 69
Spænding 1 7
Spændingsintensitet 120 ,
126
Spændingskorrosion 45,
59, 66, 94, 101, 128, 14 1
Spændingskorrosion -
faktorer, miljø 14 3
Spændingskorrosionsrevner
14 1
Spænding, R0,2 20
Spændingsrække 32
Striationer 123
Stærke baser 79
Størkning 11 9
Stål, nitrogenlegerede 6 4
Sulfidkorrosion 4 1
Svejseprocedure 16 0
Svejsning 118, 125, 157,
158, 159, 161
Svovlbrinte 14 7
Svovlsyre 73, 11 0
Svovlsyrekorrosion 19, 8 4
Svømmebassiner 7 0
Svømmehaller 93
Syrer 106, 10 9
Syrebetinget korrosion 30
Temperatur 55, 56, 6 6

Temperatur, spændingskorrosion
143
Termisk udmattelse 13 3
Tildækningskorrosion 36 ,
5 9
Tildækningskorrosion +
spaltekorrosion 62
Titan 16 1
Titankarbid 2 7
Titannitrid 2 7
Transkrystallinske spændingskorrosionsrevner
141
Treaksial spænding 11 9
Trykprøvning 17 0
Træ 94
Trækprøvning 11 5
Trækspændinger 142
Trækstyrke 20, 21
'1°11-diagram for sigma- o g
chifasedannelse 153
TTT-diagrammer 15 1
Tværkraft 1 8
Tærskel-spændingsintensitet
148
Tøjning 1 9
Tøjningshastighed 25
Udmattelse 12 0
Udmattelsesbrud 21,12 1
Udmattelsesgrænse 24,
120, 123, 127,14 8
Udmattelseshavari 12 4
Ultralyd 116,12 5
Ultralydundersøgelse 16 6
Uren svovlsyre 74
Utilsigtet kærv 124
Uædelt metal 32
Vandbehandling 158
Vandhanevand 6 0
Vandige medier 5 9
Vandlås 144
Varmebehandling 68, 11 8
Varmepåvirket zone
HAZ 158
Varmepåvirkning 151
Varmevekslere 69
180
Varmfaste ferritisk e
stål 128
Vurdering af defekter 120
Wolframkarbid 27
Wöhlerdiagram 23,120,
123
Wöhlerkurver 24, 29, 14 8
Zink 16 3
Ædelt metal 32