WVIP — 03 — Invloed Procesvoering Hogedrukleidingen Op Het Faalgedrag Van De Leiding

bij de ontwikkeling van de waterstofinfrastructuur en specifiek voor partijen die zich bezig houden met de toepassing van waterstof als brandstof voor mobiliteit over de weg. Aanvullend zijn aspecten ook opgenomen die gelden voor buisleidingen onder hoge(re) druk met waterstof als energiedrager. Dit document gaat niet in op kunststofleidingen; de faalmechanismen kunnen en zullen deels anders zijn.
Dit document geeft handvatten om de vragen en antwoorden die er over dit onderwerp zijn centraal te ontsluiten met het doel de waterstofveiligheid te borgen.
Dit document beantwoordt eepn van de kennisvragen zoals die zijn geïnventariseerd door de deelnemers van WP4 in 2020. Voor meer informatie over en de totstandkoming van de kennisvragen zie https://nlhydrogen.nl/wp4-inventarisatie-van-kennisvragen.
Het doel van het behandelen van de kennisvraag is het duiden van de effecten van sterk fluctuerende procescondities (met name druk en in mindere mate temperatuur) op de levensduur van hogedruk pijpleidingen.

Introductie
In licht van de energietransitie zal door middel van electrolyzers op grote schaal waterstof gemaakt gaan worden. Naast de stationaire productie, zal in de toekomst bijvoorbeeld bij een overschot aan elektriciteit ook worden ingezet op het produceren van waterstof om deze elektrische energie niet verloren te laten gaan. Daarmee zal de productie van waterstof – in tegenstelling tot de productie van aardgas wat uit gasputten komt – een veel dynamischer proces zijn. Doordat de productie van waterstof sterker tijdsafhankelijk wordt, zal ook de druk in de leidingen sterker fluctueren. Met name voor hogedruk leidingen kan dit eventueel effect hebben op de levensduur van deze leidingen 1.

Kennisvragen
In licht van bovenstaande, zijn de volgende kennisvragen geformuleerd:
1 2 3 4 1

Wat is het (faal)gedrag van de staalsoorten die gebruikt worden voor hogedruk leidingen wanneer de druk niet fluctueert?
Wat is het (faal)gedrag van de staalsoorten die gebruikt worden voor hogedruk leidingen wanneer de druk wel fluctueert?
Heeft het vervangen van aardgas voor waterstof hier invloed op?
Zijn er nog meer procesparameters die van invloed zijn op het faalgedrag van hogedrukleidingen?

Hiervoor is een vooronderzoek uitgevoerd, zie voor de algemene aspecten het onderzoek Technische aspecten van waterstof in bestaande buisleidingen t.b.v. de energietransitie, doc.nr. 53052.01-1917001, Bilfinger Tebodin, 19 november 2019.

WVIP WP4: Documentatie kennisvragen

2

Waterstof Veiligheid Innovatie Programma (WVIP)

Uitwerking van de kennisvraag 1
Wat is het (faal)gedrag van de staalsoorten die gebruikt worden voor hogedruk leidingen wanneer de druk niet fluctueert?
Hogedruk leidingen onder constante gasdruk mits goed ontworpen, aangelegd en onderhouden falen alleen door externe oorzaken zoals bijvoorbeeld graafschade. Door beschadiging door externe oorzaken wordt de weerstand van de gasleiding verminderd. Als de weerstand lager is dan de belasting dan leidt dit tot een lek. De grootte van het lek is afhankelijk van de grootte van de beschadiging en de taaiheid van het materiaal. Een breuk is een lek waarbij de opening even groot is als de doorsnede van de leiding. De gasuitstroom is dan maximaal, vanuit beide zijden van de gasleiding.
Bij een goed ontworpen, aangelegd en onderhouden leiding wordt onder meer rekening gehouden met bescherming tegen overdruk en te hoge temperatuur, en degradatiemechanismen (corrosie, kruip, vermoeiing) in de drie fasen van een gasleiding.
Is het gas corrosief dan heeft men een materiaal geselecteerd dat voldoende corrosieweerstand heeft is, het gas wordt geïnjecteerd met een inhibitor of op de wanddikte wordt een corrosietoeslag berekend.
Is er kruip te verwachten dan kiest men een kruipvast materiaal of kiest men voor een inspectiebeleid gericht op het detecteren van kruipschade in combinatie met reparatie of een begrensde levensduur.
Is er vermoeiing te verwachten dan kiest men voor een grotere wanddikte (verlaging van de spanningswisseling, vermijden van vermoeiingsgevoelige lasverbindingen en spanningconcentraties, of lekdetectie.

Uitwerking van de kennisvraag 2
Wat is het (faal)gedrag van de staalsoorten die gebruikt worden voor hogedruk leidingen wanneer de druk wel fluctueert?
Drukfluctuaties (indien veelvuldig en sterk) kunnen zorgen voor degradatiemechanisme vermoeiing.
Door vermoeiing zal de weerstand van de stalen gasleiding verminderen. Bestaande scheurachtige defecten kunnen gaan groeien.
Bij het ontwerp van een leiding wordt hiermee rekening gehouden, zodanig dat drukfluctuaties niet tot nadelige gevolgen zullen leiden. Hiermee is dit degradatiemechanisme geen faaloorzaak van de leiding.
Indien er bij het ontwerp geen rekening mee gehouden is, dan kan dit degradatiemechanisme beheerst worden door een combinatie van drukbeheersing en/of inwendig inspectie op defecten.

Uitwerking van de kennisvraag 3
Heeft het vervangen van aardgas voor waterstof hier invloed op?
Vermoeiing van staal gebeurt zowel in aardgas als in waterstof in dezelfde mate. Echter waterstofatomen in contact met en in het staal, zorgen dat scheurtjes onder een fluctuerende belasting sneller groeien dan in aardgas of lucht. Het is niet bekend dat de initiatie van scheuren wordt beïnvloed door waterstof. Daarnaast neemt de breukrek en breuktaaiheid af naarmate de belastingsnelheid afneemt. Onder snelle belastingen is er geen effect. Bijvoorbeeld in de kerfslagproef is de belastingsnelheid vrij hoog waardoor er geen effect van waterstof is in de kerfslagenergie.
Met een eventuele versnelde scheurgroei dient in het ontwerp en in de bedrijfsfase rekening te worden gehouden, om te borgen dat een leiding niet zal falen door scheurgroei.

WVIP WP4: Documentatie kennisvragen

3

Waterstof Veiligheid Innovatie Programma (WVIP)

Integriteitsborging tijdens de beheersfase door het voeren van een integriteitsmanagementsysteem is daarnaast van belang. Hiervoor zijn in Nederland randvoorwaarden geformuleerd.
In Europa [EGIG] is nog geen lek of breuk van hogedruk gasleidingen door vermoeiing gerapporteerd.

Uitwerking van de kennisvraag 4
Zijn er nog meer procesparameters die van invloed zijn op het faalgedrag van hogedrukleidingen?
De procesparameters druk en temperatuur onder transportcondities zijn zodanig dat deze geen invloed hebben op het degradatiemechanisme waterstofversnelde scheurgroei. Een harde ondergrens van de waterstof druk is vooralsnog niet te geven. Al bij 5 bar is er een invloed op de scheurgroeirelatie vanaf een bepaalde scheurdrijvende kracht. Vanaf circa 20 bar waterstof is er nauwelijks meer een effect van een hogere waterstofdruk. Dus een hogere waterstofdruk zorgt dan niet voor een nog grotere scheurgroeisnelheid. Dit betekent dat gebruik kan worden gemaakt van een scheurgroeirelatie representatief voor een groot waterstofdrukbereik, zie paragraaf “Vermoeiingsscheurgroeirelaties”.

Discussie
Waterstofgas bestaat uit waterstofmoleculen. Waterstofmoleculen vormen geen directe bedreiging voor stalen buisleidingen. Alleen als de moleculen kunnen ontleden in waterstofatomen kan er een negatief effect zijn. Temperatuur en druk onder transportcondities zijn te laag voor spontane vorming van waterstofatomen. Om toch bij deze condities waterstofatomen te krijgen is een katalysator nodig. IJzer (staal) is een geschikte katalysator.
Voor stalen buisleidingen betekent opname van waterstofatomen zonder maatregelen een verhoogde vermoeiingsscheurgroei ten opzichte van aardgas, een factor 10 of hoger. Scheurachtige defecten groeien alsdan met waterstofatomen sneller door het staal dan zonder waterstofatomen.
Vermoeiingsscheurgroei kan zonder maatregelen ook optreden in aardgasleidingen. Echter omdat de scheurgroeisnelheid veel lager is en de vermoeiingsbelasting laag is, is er ook nauwelijks groei van scheurachtige defecten. Figuur 1 geeft een illustratie van bovenstaande.

Figuur 1

Illustratie van versnelde vermoeiingsscheurgroei door atomair waterstof van een lasdefect in de langslas van een buisleiding. Voor een lasdefect in een spiraal- of rondlas kan een vergelijkbare illustratie worden gemaakt.

Waarom nou juist bij scheurachtige defecten? Deze defecten zijn het meest gevoelig voor vermoeiing. Staal heeft van nature een oxidelaag. Puur ijzer reageert direct met zuurstof. Door vermoeiing in het geval van zuurstofloos gas zoals aardgas en waterstof (maximaal O2 10 mol ppm) ontstaan scheuroppervlakken van zuiver ijzer. Aan dit oppervlak kunnen waterstofmoleculen ontleed worden en in het staal worden opgenomen. Een scheur is een spanningsverhogende afwijking met bij de scheurtip een plastische zone. Dat is een zone met blijvende vervormingen in tegenstelling tot elastische vervormingen. De spanning nabij de scheurtip kan veel hoger worden dan de rekgrens.
Spanningen onder rekgrens veroorzaken alleen elastische vervormingen. Waterstofatomen bevorderen het proces van plasticiteit met als gevolg dat scheurachtige defecten sneller groeien WVIP WP4: Documentatie kennisvragen

4

Waterstof Veiligheid Innovatie Programma (WVIP)

onder een wisselende druk en dat de taaiheid, de weerstand tegen scheurgroei, omlaag gaat.
Samenvattend leidt een scheurachtig defect tot degradatie door waterstof.
Het scenario van waterstofversnelde vermoeiiingsscheurgroei is ook de basis in optie B van ASME B31.12 [1] en in DVGW G464 [2], zie paragraaf “Vermoeiingsscheurgroeirelaties”. Beide zijn standaarden voor waterstofleidingen.

Scheurachtige defecten in buisleidingen
Een buisleiding bestaat uit pijpen die aan elkaar verbonden zijn met rondlassen. Daarnaast kan de buis ook een langslas (SAWL, HFI) of spiraallas (SAWH) hebben. De lasverbinding is de meest waarschijnlijke plaats voor scheurachtige defecten. Daarnaast kunnen er koud- en warmscheuren zijn in de lasverbinding.
Naadloze buizen worden ook toegepast in buisleidingen met name als de diameter wanddikte verhouding klein is. Het spreekt voor zich dat deze buizen geen lasfouten hebben. Door het walsproces van naadloze buizen kunnen er wel scheurachtige defecten ontstaan. Dit zijn overwalsingen (‘overlaps’). Omdat de oriëntatie evenwijdig is aan het buisoppervlak, worden deze defecten niet beïnvloed door de inwendige druk noch door een axiale belasting. Dit betekent dat zulke defecten niet groeien door een vermoeiingsbelasting.
Bij inwendige druk is de omtrekspanning in de buis de grootste spanningscomponent en daarmee ook de spanningswisseling. De defecten in de langslas zijn het gevoeligst voor vermoeiingsscheurgroei omdat deze loodrecht georiënteerd zijn op de omtrekspanning. Het probleem is dat we niet weten hoeveel defecten er zijn, waar deze defecten in de lasverbindingen zijn, en dat we ook de grootte in langs- en diepterichting (loodrecht op het plaatoppervlak) niet goed weten.
Bij een vrije overspanning wordt een buisleiding op zee ook belast op spanningswisselingen in de lengterichting van de buisleiding. Defecten in de rondlas zijn het gevoeligst voor vermoeiingsscheurgroei omdat deze loodrecht georiënteerd zijn op de langsspanning (spanning in de buisleiding richting.
Wat we vanuit onderzoek door EGIG 2 weten is dat er in Europa nog geen lek of breuk van hogedruk gasleidingen door vermoeiing is gerapporteerd [3]. In Referentie 4 wordt gesteld dat falen van gasbuisleidingen door vermoeiing zeldzaam is. We weten ook van de buisspecificatie dat de buizen niet-destructief zijn onderzocht en dat volgens de constructiespecificatie de rondlassen zijn onderzocht. Tezamen met het lasproces (onderpoederdek lassen of inductielassen) is duidelijk dat alleen plak- of bindingsfouten relevant zijn voor de inwendige drukbelasting.
Van buizen gemaakt volgens NEN-EN-ISO 3183 Annex A [5] of zijn voorganger NEN-EN 10208-2 [6] zijn in de fabriek niet-destructief onderzocht mogelijk met ultrasoon onderzoek volgens EN-ISO 10893-10 of EN 10246-7, -8, -9. De acceptatiecriteria zijn U2 of U3. Dit betekent dat de gevoeligheid van de techniek gebaseerd is op referentiekerven, met diepte van 5% van de wanddikte (U2) of 10% van de wanddikte. Indicaties met een respons die hoger is dan de respons van de referentiekerf worden aanvullend onderzocht en mogelijk gerepareerd indien de afmetingen groter zijn dan de referentiekerven. Dit betekent dat het zeer aannemelijk is dat buizen die op deze wijze zijn onderzocht geen defecten bevatten groter dan de referentiekerf. Voorbeelden van scheurachtige defectafmetingen in de verschillende lasverbindingen worden gegeven in Tabel 1.

2

European gas pipeline incident data group (www.egig.eu)

WVIP WP4: Documentatie kennisvragen

5

Waterstof Veiligheid Innovatie Programma (WVIP)

Tabel 1 Voorbeeld aangenomen defectafmetingen in buisleidingen voor de scheurgroeivermoeiingsanalyes lasverbinding

onderzoeksmethode

langslas

geautomatiseerd ultrasoon

defectdiepte*

defectlengte

[mm]

[mm]

5% of 10%

50

(HFI, SAWL)

radiografie

3

50

spiraallas

geautomatiseerd ultrasoon

5% of 10%

50

(SAWH)

radiografie

3

50

geautomatiseerd ultrasoon

2

50

radiografie

3

50

rondlas

* percentage van de nominale wanddikte

Geschiktheid van stalen leidingen voor waterstofgas Waterstofatomen in staal kunnen een negatief effect hebben op de mechanische eigenschappen van staal. Overzichtsdocumenten van de invloed van waterstof op staal zijn te vinden in Referenties 7,8,9. Zolang er geen waterstofatomen kunnen ontstaan uit het waterstofgas is elke stalen leiding die geschikt is voor aardgastransport ook geschikt voor waterstofgastransport bij dezelfde ontwerpdruk. Dit geldt zowel voor nieuwe als voor oude leidingen. Op het moment van ingebruikname is de waterstofleiding integer omdat er nog geen tijd is voor de vorming van waterstofatomen in het staal.
In de loop der tijd kunnen we het ontstaan van waterstofatomen niet uitsluiten omdat in gasleidingen de druk niet constant is, er zijn dus drukwisselingen, en er zijn scheurachtige defecten.
Door de drukwisselingen kunnen deze defecten gaan groeien waardoor er schoon staaloppervlak ontstaat. Scheurachtige defecten kunnen ook ontstaan door vermoeiing. Hiervoor zijn heel veel meer wisselingen nodig. Onder lage spanningswisselingen zijn de meeste wisselingen (grofweg 90%) nodig voor initiatie van de scheur en voor scheurgroei het restant (10%) [10].
Met behulp van een breukmechanische analyse kunnen we met verschillende aannames de scheurgroei gedurende een bepaalde tijdsduur, bijvoorbeeld 100 jaar, voorspellen. Een aanpak is dat het aantal en grootte van de drukwisseling wordt gevarieerd waarbij de berekende scheurgroei slechts 0,25 mm is. Er wordt dus niet berekend wanneer het scheurachtige defect door de leidingwand is gegroeid tot een lek. Een breuk wordt overigens uitgesloten als tenminste het lek tijdig wordt ontdekt. Wordt het lek niet gedetecteerd dan wordt het lek groter zolang de vermoeiingsbelasting blijft. Een groei van 0,25 mm in de buiswand is zeer beperkt en in de praktijk niet te meten. De 0,25 mm scheurgroei is gekozen omdat dan de scheurgroei eenvoudig is te berekenen. Enerzijds wiskundig en anderzijds dat er geen lek wordt berekend waarvoor meer materiaalgegevens nodig zijn zoals de rekgrens en de breuktaaiheid van de buisleiding. Voor de scheurgroeisnelheid kan de relatie uit het Naturalhy-project gebruikt worden [11]. De vergelijking voor de berekening van scheurgroei Δa van 0,25 mm is [12]:
Δa = NCΔKm= C(fΔσ π(a+0,25/2))m

(1)

waarin N het aantal drukwisselingen en a de scheurlengte, C en m constanten verkregen uit het fitten van resultaten van vermoeiingsscheurgroei proeven in waterstofgas, ΔK de wisselende spanningintensiteitsfactor van het aangenomen scheurachtige defect, en f een defectgeometriefunctie. Voor een defect in de langslas van een buisleiding onder drukwisselingen is de spanningswisseling:

WVIP WP4: Documentatie kennisvragen

6

Waterstof Veiligheid Innovatie Programma (WVIP)

ΔpD
Δσ = 2t

(2)

waarin Δp, drukwisseling, D de uitwendige diameter van de buis en t de wanddikte van de buis.
De spanningsintensiteitsfactor K combineert de spanning en de defectlengte en kan worden beschouwd als de scheurdrijvende kracht: hoe groter ∆K is hoe sneller de scheur groeit. Uit Vergelijking 1 volgt dat grote scheuren sneller groeien dan kleine scheuren bij dezelfde spanningswisseling.
Om een lek door waterstof te voorkomen kunnen we de scheurgroei tot een lek berekenen. De bijbehorende vermoeiingsbelasting is de toegestane belasting gedurende 100 jaar of grenswaarde.
Hogere vermoeiingsbelastingen, grotere drukwisselingen en meer drukwisselingen zijn toegestaan maar gaan ten koste van een kortere levensduur. Zolang de vermoeiingsbelasting binnen de gestelde grenzen blijft, is de waterstofbuisleiding integer mits de aanname van de aangenomen defectafmetingen correct zijn. Inwendige leidinginspectie is een middel om deze aanname te toetsen voor leidingen met SAWL-buizen.

Vermoeiing en scheurgroeivermoeiing
Inleiding
Vermoeiing is bezwijken door een herhaalde (cyclische, wisselende) belasting. Een aantal ongevallen met het falen van stalen treinassen in de negentiende eeuw bracht ingenieurs ertoe de onderdelen te omschrijven als 'moe' of 'vermoeid'. De term 'metaalmoeheid' werd bedacht [13].
Vermoeiing bestaat uit drie fasen: initiatie van een scheur, groei van een scheur, en uiteindelijk breuk. Bij lage belastingwisselingen zijn grofweg 90% van de wisselingen tot breuk nodig, voor de groei grofweg 10% en voor de breuk 1 wisseling. Vermoeiing laat zich beschrijven door S-N-curven ook wel Wöhlerkrommen genoemd. De levensduur, het aantal wisselingen tot breuk (of lek), wordt verkort door spanningconcentraties zoals een lasteen, een kerf of een deuk. De levensduur van een constructie wordt ook verkort door aanwezigheid van scheurachtige defecten, bijvoorbeeld bindingsfouten in de lasverbinding. We spreken dan van scheurgroeivermoeiing vanwege de afwezigheid van initiatiefase.
Scheurgroeivermoeiing laat zich deels beschrijven door de empirische Paris-relatie [13]. De geïnitieerde vermoeiingsscheur groeit eerst langzaam maar steeds sneller naarmate de scheur groter wordt: de groeisnelheid is exponentieel. In formulevorm:
da m m dN = C∆K = C(f∆σ πa)

(3)

waarin da/dN de scheurgroeisnelheid is, C en m constanten afhankelijk van materiaal, temperatuur en stof, ∆K, de wisselende spanningintensiteitsfactor, f een functie afhankelijk van de geometrie zoals wanddikte en scheurlengte, ∆σ de wisselende mechanische spanning, en a de scheurlengte. De scheurgroeisnelheid is afhankelijk van de grootte van de vermoeiingsbelasting, corrosieve stoffen.
Door atomair waterstof in staal opgelost kan de scheurgroeisnelheid aanzienlijk toenemen.
Scheurgroeidata in de vorm van da/dN en ∆K worden in een grafiek met logaritmische assen weergegeven. Als de data op een rechte lijn liggen dan kan de Paris-relatie worden toegepast, zie paragraaf “Vermoeiingsscheurgroeirelaties” voor voorbeelden.
In buisleidingen kunnen scheurachtige defecten en vermoeiingsbelastingen niet worden uitgesloten.
In aardgasbuisleidingen op land waarvan de vermoeiingsbelasting gering is, is de scheurgroeisnelheid

WVIP WP4: Documentatie kennisvragen

7

Waterstof Veiligheid Innovatie Programma (WVIP)

erg laag zodat bestaande scheurachtige defecten nauwelijks groeien. Vermoeiingsbelastingen worden veroorzaakt door variaties in de druk, in de temperatuur, verkeersbelastingen, door vrije overspanningen in combinatie met de getijdebeweging, of door vortex-geïnduceerde vibraties. Bij een vrije overspanning wordt de leiding niet meer in zijn geheel ondersteund door de ondergrond.
Uit de vermoeiingsbelasting volgt ook de locatie van de vermoeiingscheuren in de leiding. Voor drukwisselingen zijn defecten in de langslas bepalend, en in mindere mate defecten in de spiraallas.
Voor getijdebewegingen die leiden tot bewegen van de leiding loodrecht op de leidinglas zijn defecten in de rondlas bepalend.

Vermoeiingsscheurgroeirelaties
Er zijn verschillende relaties ontwikkeld voor de scheurgroeisnelheid in staal als functie van de spanningsintensiteitsfactor (SIF). In deze paragraaf worden de verschillende relaties behandeld.

Europees onderzoeksproject Naturalhy
Naturalhy was een groot project door de EU gesponsord met als doel het voorbereiden van de waterstofeconomie met het bestaande Europese aardgasnetwerk als katalysator. Er is heel veel onderzoek naar de integriteit, duurzaamheid en veiligheid bij het gebruik van waterstof in aardgas buisleidingen [14].
Onder meer is onderzocht wat de invloed is van waterstof op de vermoeiingsscheurgroei, zie bijvoorbeeld Figuur 2 [15]. De invloed van verschillende staalsoorten, microstructuren en waterstofdrukken is onderzocht. Uit Figuur 2 volgt duidelijk een grote invloed van waterstof.
Bijvoorbeeld bij een ∆K van 10 MPa√m is de de scheurgroeisnelheid in 66 bar aardgas ongeveer 0,01 µm/wisseling en in 66 bar waterstof 0,1 µm/wisseling, een factor 10 hoger. Dit betekent grofweg dat de levensduur met factor 10 is verkort. De scheurgroeisnelheid in aardgas ligt op de lijn voor luhct. Dit betekent dat de aardgas en daarmee ook de druk van het aardgas geen invloed hebben.

Figuur 2

Scheurgroeivermoeiing van X70 buisstaal in waterstofgas [15]

De hoogste vermoeiingsscheurgroei in waterstof is gevonden bij een X70 staal. De fit van de Parisrelatie is:
da = 3·10-9∆K4,3439 dN

(4)

waarbij da/dN in mm/wisseling en ∆K in MPa√m.

WVIP WP4: Documentatie kennisvragen

8

Waterstof Veiligheid Innovatie Programma (WVIP)

Bijzonder van het Naturalhy-onderzoek is dat het SIF-verloop, zie Figuur 3, zoveel mogelijk overeenkwam met het dagelijkse drukverloop in het aardgasnetwerk van Gasunie. Dit betekent dat de frequentie van de wisseling veel kleiner is dan in andere onderzoeken naar de invloed van waterstof op de scheurgroeivermoeiing en dat de maximale SIF Kmax langer op het hoogste niveau blijft. Echter er is gebleken dat de vorm van de SIF-wisseling geen invloed heeft op de scheurgroeivermoeiing, zie Figuur 4.

Figuur 3

Sinusvormige en trapeziumvormige SIF-wisseling [16]

Figuur 4

Invloed van de sinusvormige en trapeziumvormige SIF-wisseling op scheurgroeivermoeiing [16]

Standaard voor waterstofleidingen ASME B31.12
In ASME B31.12 wordt de volgende vermoeiingsscheurgroeirelatie gegeven:
da = a1∆KB1 + dN

1
1
+ a4∆KB4
a3∆KB3

(5)

waarin ∆K in MPa√m en de constanten de volgende waarden hebben:
mm/wisseling a1 4,0812 B1 3,2106 a3 4,0862 B3 6,4822 a4 4,8810 B4 3,6147 De eerste term van het rechterlid van deze vergelijking is de scheurgroeisnelheid in lucht.
Vergelijking 5 is een bovengrens fit van scheurgroeivermoeiingsproeven aan oud en nieuw X52-staal, en twee vergelijkbare X70-stalen met drie verschillende frequenties, en waterstofdrukken van 55 en 340 bar [17], zie Figuur 5.

WVIP WP4: Documentatie kennisvragen

9

Waterstof Veiligheid Innovatie Programma (WVIP)

Figuur 5

Scheurgroeivermoeiingsdata in waterstof (groen) en in lucht (blauw) en de bovengrens fit (rode lijn) Vergelijking 5 die in ASME B31.12 is opgenomen [17]

Sandia San Marchi & Ronevich
In Referentie 18 is de invloed van de waterstofdruk en spanningsverhouding R onderzocht. Hiervoor zijn vermoeiingsproeven uitgevoerd aan drie X80-staalsoorten met verschillende chemische samenstellingen. Een resultaat wordt gegeven in Figuren 6 en 7.

Figuur 6

Scheurgroeivermoeiingsdata in waterstof bij verschillende drukken [18]

WVIP WP4: Documentatie kennisvragen

10

Waterstof Veiligheid Innovatie Programma (WVIP)

Figuur 7

Scheurgroeivermoeiingsdata in waterstof bij verschillende R’s [18].
a) als functie van ∆K (log-log-schaal) en b) als functie van Kmax (log-lineaire schaal)

De groeisnelheden van vermoeiingsscheuren voor spanningsverhoudingen van R = 0,1, 0,5 en 0,7 laten een duidelijk verschil zien, zoals weergegeven in Figuur 7. Terwijl de basisvorm van deze curven is vergelijkbaar, is de scheurgroeisnelheid duidelijk groter voor R = 0,7 dan voor R = 0,5 en voor R = 0,1. Het is echter belangrijk te realiseren dat de Kmax substantieel verschillend is voor verschillende verhoudingen R en dezelfde ∆K. De wisseling in de spanningsintensiteitsfactor ∆K, de spanningsverhouding R en de maximale spanningsintensiteitsfactor Kmax is als volgt aan elkaar gerelateerd:
R=

σmin
Kmax - ∆K
Kmin
=
=
⇔ ∆K = Kmax(1-R)
σmax
Kmax Kmax

(6)

Voor ∆K = 10 MPa√m is de Kmax ongeveer 33 MPa√m voor R = 0,7 maar 20 MPa√m voor R = 0,5 en 11 MPa√m voor R = 0,1. Voor een drukhoudend systeem werkend bij constante maximale druk met een gegeven defect, zal Kmax onafhankelijk zijn van R aangezien Kmax wordt bepaald door de maximale spanning en de defectgrootte. De weergave van gegevens zoals in Figuur 7b benadrukt dat bij een diepe drukcyclus (R = 0,1) veel grotere scheuruitbreiding zal optreden dan een bij ondiepere drukcyclus (R = 0,5 of 0,7) bij dezelfde Kmax.
Uit de resultaten volgt dat de scheurgroeisnelheid uit twee delen bestaat: een deel afhankelijk van druk en een deel onafhankelijk druk. Het voorstel voor de scheurgroeisnelheid is het minimum van Vergelijkingen 7a en 7b:
da 1 + 0,4286R = 7,6·10-13 ∆K6,5 fH2 dN 1-R

(7a)

da
1 + 2R
= 1,5·10-8
∆K3,66
dN
1-R

(7b)

waarin da/dN in mm/wisseling, ∆K in MPa√m, en fH2 de fugaciteit van waterstof in bar. De fugaciteit kan worden gezien als een correctie van de waterstofdruk vanwege het niet ideaal zijn van het waterstofgas.
In Tabel 2 wordt de invloed van spanningsratio R op da/dN zichtbaar. Naarmate R nadert tot 1, wordt de invloed oneindig groot maar ∆K zal tegelijkertijd naar 0 gaan. Omdat ∆K tot macht 3,66 of 6,5 wordt verheven, gaan dit sneller naar 0 waardoor de scheurgroeisnelheid naar 0 gaat.

WVIP WP4: Documentatie kennisvragen

11

Waterstof Veiligheid Innovatie Programma (WVIP)

Tabel 2

Grote van de spanningsverhouding R op de bijdrage in Vergelijking 7 en ∆K bij twee verschillende Kmax, berekend met Vergelijking 6

R
0
0,1
0,2
0,3
0,4
0,5
0,6
0,7
0,8
0,9
0,99

1+0,4R/
(1-R)
1,0
1,2
1,4
1,6
2,0
2,4
3,1
4,3
6,7 14 142

1+2R/
(1-R)
1,0
1,3
1,8
2,3
3,0
4,0
5,5
8,0
13 28 298

Kmax = 5
[MPa√m]

Kmax = 20
[MPa√m]

∆K
5
4,5
4
3,5
3
2,5
2
1,5
1
0,5
0,05

∆K
20
18
16
14
12
10
8
6
4
2
0,2

DVGW project SyWeSt-H2
In het DVGW project SyWest-H2 [19] zijn breuktaaiheids- en scheurgroeivermoeiingsproeven uitgevoerd aan veel verschillende buisleidingstaalsoorten, zowel oud als nieuw, basis, warmtebeïnvloede zone en lasmetaal van de buislas als rondlas. Daarnaast is de invloed van de hardheid, de waterstofdruk en spanningsratio R onderzocht op de scheurgroeisnelheid. Het doel is om te toetsen of ASME B31.12 ook van toepassing is op oud en nieuw buisleidingstaal toegepast in Duitsland.
Gasunie gebruikt sinds de oprichting meestal Duitse buisfabrikanten. Vermoedelijk is dit ook van toepassing op ander buisleidingen in Nederland. Figuur 8 geeft een overzicht van de gebruikte staalsoorten en de onderzoeksvariabelen.

WVIP WP4: Documentatie kennisvragen

12

Waterstof Veiligheid Innovatie Programma (WVIP)

Figuur 8

Overzicht van gebruikte materialen en onderzoeksvariabelen in het DVGW project SyWest-H2 [19]

De invloed van de waterstofdruk op de breuktaaiheid is weergegeven in Figuur 9 voor een oud staalsoort met een lage rekgrens (St 37) en modern staalsoort met een hoge rekgrens (L485). Er zijn twee opmerkelijke resultaten te zien in deze figuur. Lage waterstofdrukken zorgen al voor een afname van de breuktaaiheid en de verschillen in breuktaaiheden bij 100 bar waterstof zijn klein terwijl deze in lucht een factor 3 verschillen. Dus waterstof heeft meer invloed op een staal dat taaier is dan een staal dat minder taai is. In alle gevallen is de breuktaaiheid bij 100 bar waterstofdruk veel groter dan 55 MPa√m, die vereist wordt in ASME B31.12.

Figuur 9

Invloed van de waterstofdruk op de breuktaaiheid van staalsoorten St37 (links) en L485 (rechts) [19]. De geschatte breuktaaiheid van L485 in lucht is 480 MPa√m.

De scheurgroeivermoeiingssnelheid da/dN als functie van de SIF-wisseling ∆K is voor twee staalsoorten weergegeven in Figuur 10. De onderzoekers concluderen dat de scheurgroei bij lage ∆K en waterstofdrukken vergelijkbaar is met de scheurgroei in lucht en aardgas. Bij hogere waterstofdrukken gaat de scheurgroei vrij snel naar de scheurgroei in 100 bar waterstof. Een overgang van langzame scheurgroei naar snelle scheurgroei is afhankelijk van de waterstofdruk, hoewel dit niet precies voorspeld kan worden.

WVIP WP4: Documentatie kennisvragen

13

Waterstof Veiligheid Innovatie Programma (WVIP)

Figuur 10 Invloed van de waterstofdruk op de scheurgroeisnelheid op staalsoorten St37 (links) en L485 (rechts) [19]

Met alle scheurgroeidata is de relatie in Vergelijking 8 afgeleid. Hierin is de invloed van de waterstofdruk en spanningsratio R opgenomen.
∆K < [3,6667·10-6 pH2]-0,25

da
= 4,4·10-13(1 + 3R)∆K7 pH2
dN

(8a)

∆K ≥ [3,6667·10-6 pH2]-0,25

da
= 1,2·10-7(1 + 3R)∆K3
dN

(8b)

met pH2 de waterstofdruk in bar (over), da/dN in mm/wisseling, en ∆K in MPa√m.

Vergelijking van scheurgroeirelaties van staal in waterstof

Scheurgroeisnelheid ∆a/∆N [µm/cycle]

In Figuur 11 zijn Vergelijkingen 4, 5, 7 en 8 voor PH2 is 66 bar (o) en R is 0,5 weergegeven. De Naturalhy relatie ligt nagenoeg gelijk aan die van ASME B31.12. De relatie van SyWeSt-H2 project ligt nagenoeg op die van San Marchi.
10

Aardgas
Naturalhy L485
ASME B31.12
San Marchi
SyWeSt-H2

1

0,1

0,01

0,001

1

10
Spanningintensiteitsfactor ∆KI [MPa√m]

100

Figuur 11 Scheurgroeivermoeiingsrelaties voor waterstof en aardgas Naturalhy L485 ASME B31.12 Vergelijking 5 San Marchi SyWest-H2

WVIP WP4: Documentatie kennisvragen

14

Waterstof Veiligheid Innovatie Programma (WVIP)

Invloed van zuurstof
IJzer reageert bij kamertemperatuur met zuurstof en vormt een oxidelaag. Figuur 12 toont de dikte van de oxidelaag na 16 minuten blootstelling aan een zuurstofdruk van 8·10-5 Pa [20]. Deze laag is niet zichtbaar voor het oog. In de atmosfeer met een zuurstofdruk van 2,1·105 Pa (≈21%), dus een veel hoger niveau (factor 1010), zal de reactie van ijzer en zuurstof naar verwachting sneller verlopen en zal de laag dikker zijn.
Het is bekend dat de experimentele bepaling van de waterstofdiffusie in staal wordt beïnvloed door de oxidelaag. In Referentie 21 staat: "Otherwise, especially in the case of hydrogen absorption from the gas phase, the entry side of the membrane had to be palladium coated, to avoid the inhibition of hydrogen adsorption and absorption by oxide films."

Figuur 12 Het effect van temperatuur op de oxidelaagdikte na 16 minuten blootstelling aan zuurstof met een druk van 8·10-5 Pa in ultra-hoog vacuüm [20]

Aan het ijzer- of staaloppervlak waterstofmoleculen kunnen dissociëren. De volgende reactie vindt plaats:
H2 <-> 2[H]

(9)

waarbij de haakjes rond de hoofdletter betekenen dat het waterstofatoom is opgelost in het ijzer of staal. Een verklaring voor het zuurstofeffect op diffusie van waterstof in staal is dat op nieuw gevormde staaloppervlakken ijzer reageert met zuurstof, waardoor het dissociatieproces van de waterstofmoleculen wordt geremd.
Door waterstof versterkte vermoeiingsscheurgroei kan worden beperkt in aanwezigheid van andere gassen zoals O2, CO, COS en H2O [24]. Gevonden werd dat, met zuurstof, de scheurgroeisnelheid in waterstof hetzelfde was als in stikstofgas (of aardgas). Experimenten in het Naturalhy-project bevestigden dit fenomeen, zie Figuur 13 [16], waar de scheurgroei wordt weergegeven als een functie van vermoeiingscycli met verschillende hoeveelheden zuurstof. Figuur 14 toont hetzelfde effect van zuurstof. Het blijkt dat er meer zuurstof nodig is als de cyclische spanningsintensiteit ΔKI toeneemt.
Merk op dat de waterstof en zuurstof een brandbaar gasmengsel kunnen vormen in de buisleiding. In dit geval moeten we kijken naar de bovengrens van ontvlambaarheid van waterstof in zuivere zuurstof in plaats van naar de ondergrens. De ontvlambaarheidsgrenzen worden uitgedrukt als het WVIP WP4: Documentatie kennisvragen

15

Waterstof Veiligheid Innovatie Programma (WVIP)

percentage waterstof in de lucht of zuurstof. Onder de ondergrens is er te weinig waterstof en boven de bovengrens is er te veel waterstof. De bovenste ontvlambaarheidsgrens van waterstof bij normale druk en temperatuur in zuivere O2 is 94% [22]. Meer dan 6% zuurstof is nodig om een brandbaar gasmengsel in de leiding te hebben. De zuurstofniveaus die nodig zijn om het waterstofeffect te verminderen, liggen ver onder de 6% zuurstof.

Figure 13 Het effect van zuurstofgas op de scheurgroei van X52 steel in waterstof [16]. De proef is gestart met puur waterstof. Vervolgens is 250 vol. ppm zuurstof toegevoegd, na 1000 wisselingen, 100 vol. ppm en na circa 2000 wisselingen 500 vol. ppm. Bij 500 ppm vol. zuurstof is de scheurgroei nagenoeg gestopt. Na het verwijderen van de zuurstof, gaat de scheurgroei weer door.

Figuur 14 Invloed van zuurstof in waterstof op de scheurgroeisnelheid in waterstof van X52-staal [23]

Hoofdstuk 5 van Referentie 24 geeft een uitvoerig overzicht van het effect van zuurstof en andere gassen. Figuur 15 laat het effect zien van verschillende gassen op de scheurgroeisnelheid van X42staal in waterstofgas. Interessant is dat naar ruikende gassen zoals SO2 en methyl mercaptan ook een

WVIP WP4: Documentatie kennisvragen

16

Waterstof Veiligheid Innovatie Programma (WVIP)

positief effect hebben. Als het nodig is om waterstofgas te odoriseren, combineren deze gassen twee functies: alarmering en vertraging van de scheurgroeisnelheid.

Figuur 15 Effect van verschillende gassen op de scheurgroeisnelheid in waterstof van X42-staal (R=0,1, kamertemperatuur, ∆K=15,5 MPa√m) [24]

Vermoeiing
Proeven aan gladde proefstukken in waterstofgas zijn beperkt.

Volle-schaal proef
In Referentie 25 wordt een volle-schaal proef beschreven. Het gaat om een aantal ringen met rondlassen uit een buisleiding die circa 20 jaar in het Deense aardgasnetwerk hebben gezeten. De ringen zijn aan elkaar gelast zijn tot een drukvat. De diameter is 508 mm (DN500), de wanddikte 7 mm, en het staalsoort StE 480.7 TM (DIN 17172), vergelijkbaar met X70M.
Het drukvat is op 70 bar waterstofdruk gebracht en vervolgens door drukwisselingen van 20 tot 30 bar vermoeid. De frequentie is 1 wisseling per 8,3 minuten. Na 30.000 wisselingen is de proef gestopt. De proefduur is dus 208 dagen. De rondlassen zijn onderzocht op scheuren welke niet zijn gevonden. Ook zijn er geen lekken geconstateerd.
De volle-schaal proef toont aan dat hoge waterstofdruk in buizen met een hoge-rekgrens staalsoort veilig is. Overigens volgens optie A van ASME B31.12 is bij 70 bar waterstof en X70 staal de materiaalfactor 0,776. Dit betekent dat de wanddikte ten minste 9 mm had moeten zijn in plaats van 7 mm.

Conclusies
Waterstof kan zorgen dat de scheurgroei van scheurgroei sneller groeit dan in lucht of in aardgas.
Van belang is voor buisleidingen dat vooraf een breukmechanische vermoeiingsanalyse wordt uitgevoerd om grenswaarden aan de vermoeiingsbelasting te stellen. Deze analyse is noodzakelijk om het degradatiemechanisme waterstofversnelde vermoeiingscheurgroei te voorkomen. De vermoeiingsanalyse moet een beschouwing bevatten van potentieel aanwezige scheurachtige defecten in de gasleiding en vermoeiingsbelastingen (bijvoorbeeld inwendige drukvariaties).

WVIP WP4: Documentatie kennisvragen

17

Waterstof Veiligheid Innovatie Programma (WVIP)

Aanbevelingen
Het is aan te bevelen om de rol van zuurstof of andere inhibitoren in waterstof nader te onderzoeken om het degradatiemechanisme waterstofversnelde vermoeiingscheurgroei te voorkomen.

Referenties
[1]
[2]
[3]
[4]
[5]
[6]
[7]
[8]
[9] [10] [12]

[13]
[14]
[15]

[16]
[17]
[18]

ASME B31.12, Hydrogen piping and pipelines, 2019 DVGW Technischer Hinweis G 464 (M), Bruchmechanische Bewertungskonzept für Gasleitungen aus Stahl mit einem Auslegungsdruck von mehr als 16 bar für den Transport von Wasserstoff, maart 2023 EGIG, Gas Pipeline Incidents, 11th report of the European Pipeline Incident Data Group, period 1970-2019 A. Cosham, P. Hopkins, Time for pipeline fatigue: a historical review of failures due to fatigue, Proceedings of the Ageing Pipeline Conference, Oosteinde, 7-9 oktober, 2015 NEN-EN-ISO 3183, Petroleum and natural gas industries - Steel pipe for pipeline transportation systems, 2019 NEN-EN 10208-2, Steel pipes for pipelines for combustible fluids -Technical delivery conditions - part 2: Pipes of requirement class B, 1996 NPR-CEN/TR 17797, Gas infrastructure - Consequences of hydrogen in the gas infrastructure and identification of related standardization need in the scope of CEN/TC 234, CEN TC 234 technical report, 2022 N. Gallon, Hydrogen pipelines – design and material challenges and mitigations, EPRG report 221, 2020 W. Huinen, Onderzoek Technische Aspecten van Waterstof in bestaande Buisleidingen t.b.v. de Energietransitie, Documentnummer: 53052.01-1917001, revisie B, Bilfinger Tebodin Netherlands B.V., 2019 L.G. Fritzemeier, W.T. Chandler, Hydrogen embrittlement – Rocket engine applications, In:
Superalloys, Supercomposites and Superceramics, J.K. Tien, T. Caulfield (eds.), Materials Science Series, Academic Press, Inc., pp. 491-524, 1989 O.J.H. Wesselink, A.H.M. Krom, M.H. van Agteren, Balancing hydrogen networks safely; a method for calculating linepack potential without causing integrity risk due to hydrogenenhanced fatigue, Proceedings of the ASME 2022 14th International Pipeline Conference, IPC2022-86674 M. Janssen, J. Zuidema, R.J.H. Wanhill, Fracture mechanics, tweede editie 2002, ISBN 90-4072221-8 O. Florisson, “Preparing for the hydrogen economy by using the existing natural gas system as a catalyst” J. van Wortel, M. Gomes, G. Demofonti, J. Capelle, I. Alliat, E. Chatzidouros, Durability of steels for transmission pipes with hydrogen, report R0096-WP3-C-0, Naturalhy “Preparing for the hydrogen economy by using the existing natural gas system as a catalyst”, SES6/CT/2004/502661, 15-07-2009 J. van Wortel, Effect of hydrogen on fatigue performance natural gas transmission pipelines, TNO-rapport 033.11804, April 2008 A.J. Slifka, E.S. Drexler, R.L. Amaro, L.E. Hayden, D.S. Lauria, N.W. Hrabe, Fatigue measurement of pipeline steels for the application of transporting gaseous hydrogen, Journal of Pressure Vessel Technology, 2018 C. San Marchi, J.A. Ronevich, Fatigue and fracture of pipeline steels in high-pressure hydrogen gas, Proceedings of the ASME 2022 Pressure vessels and piping conference, PVP2022-84757

WVIP WP4: Documentatie kennisvragen

18

Waterstof Veiligheid Innovatie Programma (WVIP)

[19] M. Steiner, U. Marweski, H. Silcher, Investigation of steel materials for gas pipelines and plants for assessment of their suitability with hydrogen, eindrapport DVGW project SyWest H2, januari 2023 [20] P.C.H. Graat, The initial oxidation of iron nitride, Ph.D. thesis Delft University of Technology, 1999 [21] H.J. Grabke, E. Riecke, Absorption and diffusion of hydrogen in steels, Materiali in Tehnologije vol 34, no 6, 2000, 331-342 [22] NPR-ISO/TR 15916, Basic considerations for the safety of hydrogen systems, 2015 [23] B.P. Somerday, et al., Elucidating the variables affecting accelerated fatigue crack growth of steels in hydrogen gas with low oxygen concentrations, Acta Materialia, 61, issue 16, September 2013, 6153-6170 [24] Gaseous Hydrogen Embrittlement of Materials in Energy Technologies Volume 2: Mechanisms, Modeling and Future Developments, eds. R.P. Gangloff, B.P. Somerday, Cambridge, Woodhead Publishing Limited, 2012 [25] H. Iskov, Field test of hydrogen in national grid, rapport Dansk Gasteknisk Center, 2010, ISBN 978-87-7795-334-7

WVIP WP4: Documentatie kennisvragen

19