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Escuela Superior de Ingeniería Química e Industrias Extractivas
Departamento de Ingeniería Metalúrgica
Análisis de Falla de un Generador de Vapor
Que para obtener el título de:
Ingeniero Metalúrgico y Materiales
Presenta:
José Alfredo Pérez Huesca
Director de Tesis:
Dr. Jorge Luis González Velázquez
México, D.F. 2007
“Se el cambio que quieres ver en el mundo”
Gandhi
ÍNDICE GENERAL
Contenido Página
Lista de tablas
Lista de figuras
i
i
Introducción 1
Capítulo 1
Antecedentes Teóricos
1.1 Análisis de las causas que producen fallas 3
1.2 Clasificación de la fractura de acuerdo a la causa externa 7
1.3 Aspectos mecánicos de la fractura 8
1.4 Diseño y especificación de recipientes horizontales 14
1.5 Especificación del material 23
1.6 Descripción de la operación 24
1.7 Metalurgia y propiedades de los materiales de fabricación 28
1.8 Tipos de fallas frecuentes en equipos generadores de vapor 29
1.9 La prevención y el análisis de fallas 30
1.10 Ejemplo de un análisis de falla a un recipiente a presión 37
1.11 Mecánica de la fractura en el análisis de fallas 40
Capítulo 2 Metodología
2.1 Inspección visual 46
2.2 Recopilación de datos técnicos 46
2.3 Análisis químico 46
2.4 Estudio metalográfico 46
2.5 Pruebas mecánicas 47
2.6 Estudio de la zona de falla 47
Capítulo 3 Resultados y Análisis
3.1 Inspección visual 48
3.2 Historial de fallas del equipo FA-509 50
3.3 Análisis químico 52
3.4 Estudio metalográfico 52
3.5 Pruebas mecánicas 54
3.6 Análisis de falla 54
Análisis de resultados 60
Conclusiones 64
Referencias bibliográficas 65
Lista de tablas
Tabla Leyenda Página
1 Objetivos de la etapa de fractura 11
2 Valores de la constante K 21
3 Valores de la constante K6 22
4 Valores del espesor máximo 23
5 Requerimientos químicos 23
6 Propiedades mecánicas 24
7 Proporción de productos obtenidos del petróleo 25
8 Condiciones de servicio y operación 28
9 Composición química del material en % peso 52
10 Parámetros estereológicos de la microestructura de la placa 53
11 Resultados de dureza de la placa GV FA-509 54
12 Resultados de microdureza en la zona de fractura 55
Lista de figuras
Figura Leyenda Página
1 Procedimiento general de análisis de fallas 4
2 Representación esquemática de la fractura en corte puro frágil 9
3 Representación esquemática de la fractura en corte puro dúctil 9
4 Representación esquemática de la fractura en tensión dúctil 10
5 Modelo general de fractura 11
6 Representación de las principales líneas de fractura 12
7 Variación de Kc a través del espesor 13
8 Representación de los recipientes a presión con dos silletas 16
9 Los productos derivados mas importantes del petróleo 24
10 Diagrama de flujo típico de una refinería 26
11 Diagrama del proceso de hidrodesulfuración 27
12 Sección transversal del generador de vapor 27
13 Microfotográfia a 80x de una muestra de acero bajo carbono 31
14 Defectos típicos de la soldadura 32
15 Tiempo de ruptura contra esfuerzo aplicado en el ACE 35
16 Caracterización de la propagación de grietas por ACE en f de K 35
17 Representación de la prueba de propagación de grietas por ACE 36
18 Recipiente cilíndrico a presión que falló 38
19 Microfotografías a 600x, 200x y 100x 39
20 Apariencia típica de la superficie de fractura 41
21 DAF calculado por el criterio de dos parámetros 43
22 Curva de evaluación de falla por el código R6, opción 1 44
23 Generador de vapor FA-509 48
24 Esquema del generador de vapor 48
25 Aspecto de la placa del GV FA-509 en condición de recibido 49
26 Acercamiento de la grieta observada en la parte interna y externa 50
27 Zonas de falla del generador de vapor 51
28 Parte interna y externa de la placa 51
29 Inclusiones encontradas en el acero de la placa 52
30 Microestructura del acero de la placa 53
31 Sección circunferencial de placa preparada metalográficamente 54
32 Microestructura del metal depositado en la zona de fractura 55
33 Grieta pequeña (de la figura 31) 56
34 Trayectoria transgranular de la grieta 56
35 Superficie de fractura de la grieta principal 57
36 Superficie de fractura de la grieta principal (MEB) 58
37 Superficie de fractura MEB, técnica de electrones secundarios 58
38 DAF para grieta 2c=14”, a=0.870” y Kc = 100 ksi plg en ZAC 61
39 DAF para grieta 2c=14”, a=0.870” y Kc = 300 ksi plg 62
40 DAF para condiciones limite con una Kc = 550 ksi plg 62
41 Superficie de propagación de grieta 63
42 Condiciones de estabilidad de grieta del generador de vapor 63
RESUMEN
En este trabajo se realizó el análisis de falla a una placa de acero al carbono retirada de un
generador de vapor especificación ASTM A-516 grado 70, que se encontraba en servicio
por mas de 20 años, en una refinería de petróleo crudo.
Se realizó un análisis de falla para conocer el motivo de las contingencias que habían
ocurrido en este equipo desde tiempo atrás, como fueron fugas en las zonas cercanas a la
soldadura del equipo y la detección de discontinuidades en la placa metal base, para
encontrar una solución a este problema.
Las técnicas empleadas para la caracterización de materiales del generador de vapor
fueron: inspección visual, análisis químico, estudio de las propiedades mecánicas, examen
metalográfico y estudio fractográfico de la superficie de falla.
Los resultados manifiestan, que se cumplen satisfactoriamente con los requisitos de las
normas y especificaciones para recipientes a presión.
En conclusión, se determinó que la falla del componente generador de vapor FA-509, pudo
deberse a una reparación mal realizada, ya que en la zona cercana al cordón de soldadura,
se encontró una microestructura del tipo acicular, la cual tiene un comportamiento frágil
además de valores elevados de dureza, muy probablemente la falla se debió a un fenómeno
conocido como fractura retardada, la cual inclusive puede soportar la prueba hidrostática,
pero después de unos días se presenta la fractura del componente.
INTRODUCCIÓN
La falla de los materiales de ingeniería es casi siempre un hecho no deseado por varias
razones: entre éstas cabe resaltar las posibles pérdidas de vidas humanas, las pérdidas
materiales y su incidencia en el suministro de productos y servicios. Aun cuando las causas
de la falla y el comportamiento de los materiales sean conocidos, la prevención de la falla
es muy difícil de garantizar. Las causas usuales son la selección y la conformación
inapropiada de los materiales, el diseño inadecuando del componente, o bien su mala
utilización en servicio. Es responsabilidad del ingeniero desarrollar planes de contingencia
para el caso de una posible falla y si esta ocurre, estudiar su causa y tomar las medidas
preventivas apropiadas contra futuros incidentes. [1]
Se debe tener en cuenta, que cuando un componente en servicio se vuelve inoperable, deja
de funcionar adecuadamente o es ineficiente para continuar operando, se dice que ha
fallado. De acuerdo a esta definición, no es necesario que una pieza o un equipo presente
fractura o daños severos para considerar que ya han fallado. Por ejemplo; una rueda que
pierde su forma circular, ya no puede funcionar adecuadamente, por lo tanto ha fallado o un
refrigerador que no enfría, también ha fallado. La mayoría de las llamadas “fallas
mecánicas” son aquellas que ocurren por deformación plástica y fractura. La falla mecánica
puede ocurrir por tres causas:
1) Se rebasan los esfuerzos máximos en el material.
2) El material tiene propiedades mecánicas bajas.
3) Existencia de un defecto. [2]
En este trabajo se desarrollo un análisis de falla, que se enfoco a una placa de acero al
carbono retirada de un equipo generador de vapor de una planta refinadora de petróleo
crudo, ya que en la actualidad muchos de los problemas relacionados con la industria
petrolera en el país, están directamente relacionados con la falla de equipos y componentes.
El generador de vapor, inicio operaciones en el año de 1980, después de 15 años de servicio
salió a reparación general; no se reportaron daños relevantes en el cuerpo del recipiente, en
la parte interna se encontraron averías como filtros desprendidos y tornillería floja. Fue
hasta el año 2002 cuando se detectó una falla en el equipo; consistía de una fisura en la
mampara superior del equipo reparándose en ese momento y sin realizarse un post-
tratamiento de relevado de esfuerzos. Así fue como se comenzó a dar seguimiento a este
equipo, ya que presentó diversas fallas como; agrietamiento en la soldadura de la mampara
superior con el cuerpo y fugas en soldaduras. En el año 2005 salió de operación total por
presentar una fuga excesiva, ya que la reparación del año anterior, que había consistido en
instalar soleras en forma de ventana en la zona de fisuras, pero desbastarlas no dio el
resultado esperado por lo que se realizó el análisis de falla de la pieza retirada.
La importancia de los generadores de vapor, consiste en aprovechar el vapor generado y
recuperado durante el proceso de hidrodesulfuración (HDS) en la planta, además de
almacenar y posteriormente alimentar servicios de presión de vapor requerido para llevar a
cabo el mismo proceso de HDS.
Recordemos que el campo de la metalurgia mecánica se basa en las condiciones de
equilibrio que existen entre las fuerzas externas que se aplican a un sólido y las fuerzas
internas que se oponen a la acción de estas y busca establecer las relaciones matemáticas
que representan los esfuerzos, deformaciones y las condiciones que llevan a la fractura,
todo esto tratando de comprender el papel de la estructura cristalina, la microestructura y la
temperatura en esos fenómenos.
Para esto, el campo de la metalurgia mecánica se divide tradicionalmente en tres partes que
son:
Parte 1. Mecánica del medio continúo: Estudio de las relaciones Esfuerzo vs. Deformación,
desde un punto de vista macroscópico, considerando un medio continuo y homogéneo.
Parte 2. Mecanismos de deformación y endurecimiento: Se refiere al estudio de cómo
ocurre la deformación y cuál es el origen de la resistencia mecánica de los materiales desde el punto de vista microscópico.
Parte 3. Mecánica de la fractura: Estudio de la fractura bajo los puntos de vista de las
partes 1 y 2, con énfasis en la fractura dúctil, fractura frágil, fatiga y
termofluencia. [3]
La mecánica de fractura es una disciplina que estudia el comportamiento de estructuras que
contienen grietas u otros pequeños defectos que son sometidos a cargas. Se desea conocer
el esfuerzo máximo (max) que puede soportar un material, si contiene anomalías de cierto
tamaño y configuración para predecir una falla considerable. [4]
Así entonces el objetivo general de este trabajo, es determinar las posibles causas de la falla del generador de vapor empleando la siguiente metodología:
La recopilación de información técnica del equipo como: planos de construcción,
condiciones de operación, especificación del material, análisis químico del fluido de
alimentación, historial de servicio, reporte de inspecciones previas y reparaciones a
las fallas.
Análisis metalúrgico, análisis químico y caracterización metalográfica de muestras
de la placa, identificación de mecanismos de degradación y nivel de daño por calor
en el equipo.
Análisis de los resultados y conclusiones.
CAPÍTULO 1
ANTECEDENTES TEÓRICOS
1.1.- Análisis de las causas que producen fallas.
El análisis de fallas tiene como fin primario, determinar las causas que originan una falla,
también debe ser visto como un registro permanente del evento para constituir una
evidencia en el futuro. Como se menciono anteriormente, el análisis de fallas toma mucha
importancia, cuando los componentes o piezas usados en aplicaciones de ingeniería fallan,
llevan como consecuencia, el paro de los procesos industriales o en el peor de los casos la
muerte.
Para realizar un análisis de falla se debe de seguir un procedimiento y obtener tantos datos
como sean posibles de la pieza que falló, además de las condiciones en las que ocurrió la
falla.
Algunas preguntas que deben hacerse referencia son:
1.- ¿Cuánto tiempo estuvo la pieza en funcionamiento?
2.- ¿Cuál era la naturaleza de los esfuerzos aplicados a la pieza?
3.- ¿Existió alguna sobrecarga en la pieza?
4.- ¿Se instaló adecuadamente la pieza?
5.- ¿Tuvo la pieza un mantenimiento preventivo o correctivo adecuado?
Después se estudia la superficie de fractura y se deben contestar las siguientes preguntas:
1.- ¿Qué tipo de fractura presenta?
2.- ¿Empezó la falla en la superficie de la pieza ó debajo de ella?
3.- ¿Empezó la falla en un punto ó se origino en diversos puntos?
4.- ¿Empezó la fisura recientemente ó había estado creciendo por un tiempo largo?
El análisis de fallas se centra en piezas devueltas o retiradas de servicio, de ese modo se
obtienen resultados de condiciones reales de operación. Generalmente las fallas rara vez
son asignadas a una sola causa, resultando de los efectos combinados de dos o más factores
que son perjudiciales para la vida de la pieza o estructura. Cuando se estudia una falla, se
debe de tener especial cuidado en no destruir pruebas importantes.
Los estudios detallados requieren generalmente un conocimiento previo del historial de
servicio (tiempo, temperatura, carga, etc.), junto con el análisis químico, microfotografías y
semejantes, con la finalidad de tener mas herramientas y proporcionar una acertada
conclusión.
El análisis de fallas es un procedimiento sistemático en el que se aplican diversas técnicas
de ensayo, análisis e investigación de materiales y que pueden abarcar varias ramas de la
ingeniería y las ciencias exactas. [1]
En un análisis completo, podrían llegar a requerirse expertos en:
Metalurgia y ciencia de materiales
Ensayos no destructivos
Corrosión
Análisis de esfuerzos
Mecánica de la fractura
Diseño e ingeniería
Fabricación y mantenimiento
1.1.1.- Diagrama de flujo para realizar Análisis de Fallas.
A continuación se presenta el diagrama de flujo con el procedimiento general para realizar
el análisis de falla y se describen cada una de las etapas de este procedimiento:
Figura 1. Procedimiento general de análisis de fallas.
Descripción de la falla.- Es necesario recabar hasta donde sea posible, la secuencia de los
eventos que se presentaron previos a la falla, la forma en que esta ocurrió y las
consecuencias de la misma. Es obvio que habrá muchos casos en los que no se conozca el
componente específico que falló o la secuencia de los eventos, como en el caso de los
accidentes aéreos, por lo que todo detalle relacionado con el incidente debe ser incluido en
la descripción del evento, con el fin de contar con la mayor cantidad de información.
Recolección de información.- Se deberá recolectar toda la información técnica disponible
tal como: Procesos de manufactura, memorias de cálculo y dibujos de diseño, certificados
de fabricación, etc. Debe ponerse especial atención en conocer el ambiente de servicio
normal y durante la falla, las cargas de servicio, los ciclos de carga, gradientes de presión y
temperatura, concentración y velocidad del fluido, etc. También es necesario investigar si la
falla ocurrida ha sido la única en su especie o ha habido otras similares.
Historial de servicio.- Incluye los registros de operación, así como los reportes de
inspección y mantenimiento. En muchos casos, obtener la información técnica y de servicio
no es posible en su totalidad por lo que el analista de fallas deberá consultar referencias,
deducir e incluso suponer hasta donde sea posible aquella información no disponible.
Inspección visual.- Es la acción a realizar al inicio de cualquier análisis de fallas, su
objetivo principal es identificar la pieza o componente fallado, además de registrar sus
características particulares tales como: dimensiones, posición, acabado superficial, etc.
conteniendo una descripción detallada del estado en que se encontró la pieza.
Registro fotográfico.- Se tienen que tomar fotografías de los componentes o piezas que
han fallado, asegurándose de que se incluyan suficientes imágenes de la zona de falla. Las
fotografías deberán de incluir los tamaños y condiciones en que se encuentran las partes
que presentan la falla, así como mostrar como la pieza estaba relacionada con los
componentes de toda la estructura o instalación a la que pertenecía.
Selección de partes.- El analista también es responsable de seleccionar adecuadamente
todas las partes que representen las características de la falla con el fin de realizar los
estudios, exámenes y pruebas subsecuentes.
Pruebas no destructivas.- Son extremadamente útiles en el análisis y en la investigación
de las fallas. La inspección no destructiva es usada para detectar defectos, discontinuidades
y algunas propiedades en materiales. La inspección visual es considerada una prueba no
destructiva, pero en el análisis de falla puede ser considerada como una herramienta previa
y básica del estudio.
Preservación y limpieza de las muestras.- Son vitales para estudiar la evidencia ya que
las superficies de fractura pueden sufrir daño mecánico o químico y eliminar
definitivamente el mecanismo de la falla. Las superficies de fractura, nunca deben de ser
alteradas. La cantidad de información que puede obtenerse por un examen a nivel
microscópico de una superficie de fractura, puede ser muy interesante y sorprendente.
Las consideraciones de la configuración de una superficie de fractura pueden dar indicio
del sistema de esfuerzos que produjo la falla.
Examen microscópico.- Es utilizado para estudiar las superficies de fractura, por medio de
microscopia óptica o microscopía electrónica de barrido (MEB) o transmisión (MET). El
examen microscópico puede determinar el mecanismo de fractura y por lo tanto, el origen
de una falla. El MEB es uno de los instrumentos más versátiles para la investigación de
materiales metálicos. La fractografía por su parte es probablemente la aplicación mas
popular de la microscopía electrónica de barrido, la gran profundidad de foco, la
posibilidad de utilizar un gran rango de amplitud, la utilización de muestras pequeñas y la
apariencia de tres dimensiones hacen que el MEB sea una herramienta indispensable en el
análisis de fallas e investigación en el estudio de las fracturas.
Examen metalográfico.- Es una parte vital para la investigación de una falla y deberá ser
adoptada como un procedimiento de rutina siempre que se pueda. Cuando las grietas se
examinan microscópicamente, información valiosa puede ser obtenida para el análisis de
falla desde el punto de vista metalográfico.
Pruebas mecánicas.- La prueba de dureza también es una herramienta de las mas versátiles
para el analista de fallas. En muchas de las aplicaciones, la prueba de dureza puede ser
usada para ayudar en la evaluación del tratamiento térmico (por ejemplo, para comparar la
dureza del componente fallado con lo establecido por las especificaciones). Las pruebas de
tensión, son esencialmente utilizadas para determinar la especificación de resistencia del
material. Las pruebas mecánicas de laboratorio son principalmente utilizadas para
determinar la especificación del material y para determinar la calidad del material como
una posible causa de falla. [2]
Examen macroscópico.- Debe incluir todos los fragmentos de la pieza fallada y deberán
ser sometidos a un examen visual lo mas detallado posible, antes de su limpieza. Los
desechos, contaminantes y suciedad encontrados en la superficie de la pieza fallada,
proporcionan una evidencia útil para establecer la causa de la falla o también, para la
determinación de las secuencias de la misma.
Después de lo anterior debe realizarse un examen cuidadoso de la superficie de fractura en
diferentes ángulos y aumentos.
La observación macroscópica debe ser siempre la primera etapa de un examen fractográfico
y es obligatoria en todo análisis de falla.
Los objetivos específicos del examen macroscópico son:
1. Registrar la orientación y ubicación del plano de fractura.
2. Identificar el tipo, magnitud y ubicación de la deformación plástica asociada a la
fractura y a la pieza en general.
3. Identificar superficies con diferente apariencia de fractura y medir su longitud y
área.
4. Evaluar semi-cuantitativamente el nivel de rugosidad de las superficies de fractura.
5. Detectar e identificar grietas secundarias o agrietamientos múltiples.
6. Identificar y catalogar defectos geométricos y del material, los acabados
superficiales, los concentradores de esfuerzos, el tratamiento superficial, etc.
7. Identificar la coloración y tipo de depósitos sobre la superficie de fractura y del
resto de la pieza.
8. Establecer la posible secuencia de la fractura
Un examen macroscópico se realiza de acuerdo al siguiente procedimiento:
1. Observación preliminar de la pieza, con el objetivo de analizar la condición en que
se recibió, a menos que sea inevitable o muy necesario una pieza fracturada jamás
debe ser cortada en la zona de falla.
2. Registro fotográfico de la pieza en la condición en que se recibió. La fotografía
debe mostrar claramente la totalidad de la superficie de fractura.
3. Limpieza de la superficie de fractura.
4. Obtención de replicas metalográficas, si se requieren.
5. Obtención de muestras de tamaño reducido, si se requieren.
6. Examen visual.
7. Registro fotográfico de las áreas de interés
8. Obtención de muestras para: análisis microscópico de la superficie de fractura,
análisis químico, análisis metalográfico (microestructural) y pruebas mecánicas.
9. Preservación de la pieza y en especial de las superficies de fractura.
El examen se completa con la observación y registro de todas aquellas características que a
juicio del analista sean útiles para identificar el tipo de fractura y establecer la secuencia de
la misma.
Así mismo, existe una clasificación macroscópica para los diferentes tipos de fractura, por
ejemplo; la fractura frágil se caracteriza por presentar una deformación plástica nula o muy
poca, mientras que la fractura dúctil es aquella que presenta una deformación plástica muy
apreciable, pero estos conceptos solo son validos para un sentido de ingeniería.
1.2.- Clasificación de la fractura de acuerdo a la causa externa.
La siguiente clasificación de la fractura es de acuerdo a la causa externa, es decir, según la
condición de carga y ambiente que condujo a la fractura.
Las causas externas de fractura más comunes son:
1. Sobrecarga.- Se refiere a una fractura causada por una sola aplicación de carga que
provoca que el esfuerzo en el material exceda la resistencia máxima o la tenacidad a
la fractura del mismo. También es referida como fractura estática.
2. Fatiga.- Es la formación y propagación hasta la falla de una grieta debido a la
acción de esfuerzos cíclicos o fluctuantes con un número suficiente de repeticiones.
3. Agrietamiento por corrosión y esfuerzos.- También llamado fractura ambiental y
conocido más comúnmente como SCC (siglas del ingles “stress corrosion
cracking”), es la formación y propagación de una grieta debido a la acción
combinada de esfuerzos con un ambiente corrosivo en un material susceptible.
4. Termofluencia.- Es la fractura por procesos de deformación y daño interno
térmicamente activados y que ocurre al mantener un material sometido a esfuerzos
sostenidos durante un tiempo prolongado a temperatura elevada, en relación al
punto de fusión del material.
5. Agrietamiento inducido por hidrógeno.- Este tipo agrupa varias formas de
fractura en las que el hidrogeno absorbido de una atmósfera de servicio es el
principal factor o fuerza impulsora de la fractura.
Finalmente, las fracturas pueden ser clasificadas de acuerdo al micromecanismo de
propagación de la grieta principal y estos mecanismos son:
Clivaje
Flujo plástico
Decohesión
Coalescencia de huecos
1.3.- Aspectos mecánicos de la fractura.
La fractura es el resultado del incremento de los esfuerzos en una zona localizada del
material, que activan el proceso de ruptura de enlaces atómicos y promueven la formación
de nuevas superficies. La fractura es siempre referida a una concentración de esfuerzos
local. Esta concentración de esfuerzos es resultado de la existencia de una discontinuidad
geométrica que existía previamente en la pieza (como por ejemplo una esquina aguda, una
picadura de corrosión o una grieta preexistente).
De igual manera y dado el carácter direccional de los esfuerzos, la trayectoria de fractura
siempre estará asociada a la dirección de los esfuerzos en la zona de fractura.
La regla básica es que la fractura ocurrirá en el primer plano donde ésta resistencia sea
vencida. Así, los materiales pueden tener gran resistencia a la tensión y poca resistencia al
corte, como los metales y otros resisten grandes esfuerzos de corte pero no tienen
resistencia a la tensión, como el vidrio. La fractura siempre estará controlada por alguno de estos dos esfuerzos.
De acuerdo a lo anterior tenemos dos tipos de fracturas:
1. Fracturas controladas por el esfuerzo de tensión.- El material tiene una baja
resistencia a la tensión y alta resistencia al corte y por lo tanto la fractura ocurrirá en
el plano donde se localice el esfuerzo principal máximo. Usualmente este tipo de
fracturas se presenta en materiales frágiles.
2. Fracturas controladas por el esfuerzo de corte.- El material tiene una alta
resistencia a la tensión y baja resistencia al corte y por lo tanto la fractura ocurrirá
en el plano donde se localice el esfuerzo cortante máximo. Usualmente este tipo de
fracturas se presenta en materiales dúctiles.
Para ilustrar lo anterior al fracturar una barra de gis en torsión pura esta fallará y el
comportamiento opuesto lo observamos si se ensaya en iguales condiciones (torsión pura)
una barra de plastilina, como se muestra en las figuras 2 y 3 respectivamente.
Figura 2.- Representación esquemática de la fractura en corte puro de un material frágil.
El plano de fractura se orienta a 45 grados del eje de torsión, que es la dirección del
esfuerzo máximo de torsión.
Figura 3.- Representación esquemática de la fractura en corte puro de un material dúctil.
El plano de fractura esta a 90 grados del eje de torsión, que es la dirección del esfuerzo
máximo de corte.
Ahora, se provoca la fractura de la barra de plastilina en tensión pura, paralela al eje
longitudinal de la barra, la fractura procederá de una manera completamente distinta.
En este caso el material comenzará a fluir plásticamente en las direcciones del esfuerzo
cortante máximo que están a 45 grados del eje de tensión; asumiendo que el material se
comporta como un plástico ideal (sin endurecimiento por deformación) y es completamente
homogéneo, la sección transversal se reducirá continuamente hasta llegar prácticamente al
100 % de reducción de área y la pieza se separa en dos partes. Los flancos de la zona de
desprendimiento final mostrarán una inclinación cercana a los 45 grados, como se muestra
en la figura 4.
Figura 4.- Representación esquemática de la fractura en tensión pura de un material dúctil.
El flujo plástico sigue la dirección del esfuerzo cortante máximo.
1.3.1.- Modelo general de la fractura.
El modelo considera un cuerpo sólido con una área de sección transversal reducida y sujeto
a un esfuerzo o carga perpendicular al plano de la sección transversal reducida.
La reducción de sección transversal es representada por una discontinuidad geométrica, que
da origen a una zona de concentración de esfuerzos y por lo mismo modifica el
comportamiento local del material.
La siguiente figura muestra el modelo general de la fractura descrito anteriormente, la
comprensión de este modelo y la correcta identificación de las características fractográficas
permitirá identificar cada etapa y establecer la secuencia de la fractura, además de dar las
bases para la continuación de un estudio mas detallado.
Figura 5.- Modelo general de la fractura.
El estudio de cada etapa tiene diferentes objetivos prácticos, ya que presentan
características particulares. Esto se resume a continuación en la tabla 1, donde se simplifica
el objetivo de cada etapa de la fractura.
Tabla 1.- Objetivos de la etapa de la fractura.
ETAPA OBJETIVO
I Evitar la fractura. Al identificar los mecanismos de iniciación de grietas y las variables que los controlan, se puede prevenir el
inicio de la formación de grietas y con esto se previene la fractura.
II
Tolerancia al daño y predicción de vida. En esta etapa la grieta se propaga predeciblemente y por lo tanto se pueden aplicar las
metodologías de mecánica de fractura para establecer sI la grieta puede ser tolerada y calcular su velocidad de propagación y con
esto estimar la vida útil.
III Diseño de materiales. Al estudiar la etapa de desprendimiento final, se pueden conocer las características microestructurales
que aportan la resistencia última a la fractura del material.
Cuando la deformación de la zona de proceso ocurre principalmente en tensión
(generalmente biaxial o triaxial), los parámetros que controlan la fractura en cuerpos
agrietados son: el factor de intensidad de esfuerzos (KI), la integral J (J) y el
desplazamiento de abertura de grieta (CTOD).
Cuando estos parámetros alcanzan un valor crítico inicia la fractura, por lo tanto el valor
critico del parámetro de fractura si es una propiedad del material, la resistencia a la fractura
se define entonces como; la tenacidad a la fractura.
1.3.2.- Líneas de fractura.
Las líneas de fractura son cambios abruptos de nivel en la superficie de fractura que bajo
condiciones de iluminación oblicua presentan la apariencia de líneas. A continuación se
describen las líneas de fractura más importantes y se muestran esquemáticamente en la
figura 6.
Figura 6.- Representación esquemática de las principales líneas de fractura.
1.3.2.1- Chevrones:
Los Chevrones son marcas que tienen la apariencia de letra “V” y que aparecen en
superficies de fractura de materiales dúctiles y “semifragiles” que usualmente apuntan
hacia el punto de iniciación de la fractura.
Los chevrones tienen su origen en un frente curvo de propagación de grieta; entre más
curvo el frente, mas pronunciado es el chevron. La formación de un frente curvo de
propagación de grieta, esta asociado con una condición combinada de esfuerzo plano y
deformación plana a través de la sección transversal de la pieza fracturada. En una pieza de
espesor intermedio, siempre existe una combinación de esfuerzo plano con deformación
plana. La zona de esfuerzo plano se encuentra en las superficies laterales de la pieza y su
propagación es mas lenta que en la zona de deformación plana que se encuentra al centro.
Esto se debe a que la tenacidad a la fractura en deformación plana, es menor que en
esfuerzo plano por el fenómeno de constricción plástica; una estimación practica es que la
tenacidad a la fractura en esfuerzo plano es 2.5 veces la tenacidad en deformación plana.
En una pieza de espesor medio, la transición de esfuerzo plano a deformación plana es
gradual, como se muestra en la figura 7.
Figura 7.- Variación de la tenacidad a la fractura a través del espesor de una pieza fallada.
Se ha encontrado que la mejor combinación de esfuerzo plano con deformación plana se
obtiene cuando el espesor (B) es cercano a la relación:
2
0
ICKB
(1)
Donde KIC es la tenacidad a la fractura en deformación plana y σ0 el esfuerzo de cedencia.
Por lo tanto, los chevrones no se forman en materiales muy frágiles, ni en secciones muy
gruesas o muy delgadas.
Los frentes de grieta o líneas de playa, son líneas de propagación muy finas y bien
definidas, los escalones y surcos son aquellas líneas que son cercanamente paralelas a la
dirección de propagación de la grieta y aproximadamente perpendiculares al frente de
propagación.
Los patrones de río se forman cuando existen varios puntos de iniciación de grietas a
diferentes niveles o cuando existe una rotación del plano de fractura y por último, los labios
de corte que son protuberancias agudas que se forman en los bordes exteriores de
superficies de fractura en la región de desprendimiento final. [2]
Otros efectos del servicio tales como: corrosión y trabajo de endurecimiento de la
superficie, también pueden ser revelados y sus causas pueden ser investigadas mediante
pruebas mecánicas según lo recomendado por la práctica API RP 579 (Fitness for
Service). [5]
1.4.- Diseño y especificación de recipientes horizontales.
1.4.1.- Diseño de recipientes horizontales.
Los métodos de diseño de los soportes para recipientes horizontales se basan en el análisis
presentado en 1951 por L. P. Zick. La American Society of Mechanical Engineers (ASME)
publico el trabajo de Zick (Pressure Vessel and Piping Design) como práctica
recomendada. La norma 2510 del Instituto Americano del Petróleo por sus siglas en ingles
American Petroleum Institute (API), hace referencia también al análisis de Zick. El trabajo
de Zick se ha usado también en diferentes estudios publicados en libros y en revistas
técnicas.
Un recipiente horizontal montado sobre soportes de silleta actúa como viga, con las
siguientes diferencias:
1. Las condiciones de carga son diferentes para el recipiente total o parcialmente lleno.
2. Los esfuerzos sobre el recipiente varían según el ángulo formado por las silletas.
3. La carga del recipiente solo se combina con las demás cargas.
Cargas:
Reacción de las silletas. La práctica recomendada es diseñar el recipiente para una
carga completa de agua por lo menos.
Presión interna. Como el esfuerzo longitudinal sobre el recipiente es de la mitad del
esfuerzo circunferencial, la mitad del espesor de la placa que se usa es suficiente
para resistir la carga del peso.
Presión externa. Si el recipiente para vacío completo no se diseña por considerar
que el vació ocurriría sólo ocasionalmente, debe instalarse una válvula de alivio de
vació, especialmente cuando la descarga del recipiente esté conectada a una bomba.
Carga de viento. Los recipientes largos con relaciones pequeñas t/R están sujetos a
deformación por presión del viento. Según Zick “la experiencia que un recipiente
diseñado para presión externa de 1 lb/pulg2 puede resistir satisfactoriamente las
cargas externas que se presenten en el servicio normal”.
Cargas de impacto. La experiencia demuestra que, durante el embarque, se
producen cargas de impacto difícilmente estimables que pueden dañar los
recipientes. Al diseñar el ancho de las silletas y los tamaños de las soldaduras,
deben tomarse en cuenta estas circunstancias.
1.4.2.- Ubicación de las silletas.
Desde los puntos de vista estático y económico, se prefiere el uso de dos silletas
únicamente, a diferencia del sistema de varios soportes. Esto es valido aun cuando sea
necesario usar anillos atiesadores.
La ubicación de las silletas, la determina a veces la situación de aberturas o resumideros en
el fondo del recipiente. Si no es tal el caso, las silletas pueden situarse en los puntos
estáticos óptimos. Los recipientes de pared delgada y diámetro grande, se soportan mejor
cerca de las cabeceras, para utilizar el efecto atiesador de las mismas.
Respecto a los recipientes largos de pared gruesa, se aconseja soportarlos en donde el
esfuerzo flexionante máximo longitudinal sobre las silletas, sea casi igual al esfuerzo sobre
la mitad del claro.
Este punto varía con el ángulo de contacto de las silletas. La distancia entre la línea
tangente a la cabeza y la silleta, en ningún caso debe ser mayor de 0.2 veces la longitud del
recipiente, (L). [6]
1.4.3.- Ángulo de contacto ( θ ).
El ángulo de contacto mínimo sugerido es de 120º, excepto para recipientes muy pequeños.
Para cilindros sin atiesamiento y sujetos a presión externa, el ángulo de contacto esta
limitado a 120º.
1.4.4.- Fórmulas y condiciones para el cálculo de los esfuerzos en recipientes con dos
silletas.
A continuación se describen las formulas y condiciones sugeridos para el cálculo de los
esfuerzos a los que están sometidos los recipientes a presión, en la figura 8 se ilustra el
esquema de los recipientes soportados por silletas y las principales características a
considerar.
Los recipientes soportados por silletas están sujetos a:
Esfuerzo flexionante longitudinal.
Esfuerzo cortante tangencial.
Esfuerzo circunferencial.
Figura 8.- Representación esquemática de los recipientes con dos silletas.
Donde:
Q = Carga sobre una silleta [libras]
R = Radio del casco [pulgadas]
S = Esfuerzo [lb/pulg2]
ts = Espesor de pared del cuerpo [pulgadas]
th = Espesor de pared de los casquetes (sin margen por corrosión) [pulgadas]
K = Constante [ver tabla 2]
θ = Angulo de contacto de la silleta [grados]
H = Profundidad de la concavidad del casquete [pulgadas]
A = Distancia de la línea de tangencia del casquete al centro de la silleta [pulgadas]
L = Longitud del recipiente, tangente a tangente [pulgadas]
1.4.4.1.- Primer caso:
Tipo de Esfuerzo: Flexión longitudinal.
Condiciones: Casco atiesado por cabezas ó anillos ó casco sin atiesar.
Cuando el esfuerzo máximo se presenta en las silletas.
Tensión en parte superior, compresión en la inferior
stKR
L
HAL
HR
L
A
QA
S2
22
13
41
21
1
(2)
Esfuerzo máximo permitido:
A la tensión, la suma de S1 y el esfuerzo debido a la presión interna, (PR/2ts), no debe de
ser mayor que el esfuerzo permitido del material del casco multiplicado por la eficiencia de
la costura circunferencial.
Cuando el esfuerzo máximo se presenta en la mitad del claro.
Tensión en parte inferior, compresión en parte superior
stR
L
A
L
HL
HR
A
QL
S2
2
22
1
4
3
41
21
(3)
Esfuerzo máximo permitido:
A la compresión, el esfuerzo debido a la presión interna menos S1, no debe ser mayor que
la mitad del punto de fluencia a compresión del material o que el valor dado por:
R
t
R
tES 100
3
22
291
(4)
1.4.4.2.- Segundo caso:
Tipo de esfuerzo: Esfuerzo cortante tangencial
Condiciones: Silletas a una distancia de la cabeza de A>R/2.
Cuando el esfuerzo máximo se presenta en el casco.
HL
AL
Rt
QKS
s 3/4
222
(5)
ó
HL
AL
Rt
QKS
s 3/4
232
(6)
Otras condiciones: Silletas próximas a las cabezas
2
RA
(7)
Cuando el esfuerzo máximo se presenta en el casco.
sRt
QKS
42
(8)
Cuando el esfuerzo máximo se presenta en la cabeza.
hRt
QKS
42
(9)
Cuando existe esfuerzo adicional en la cabeza.
hRt
QKS
53
(10)
Esfuerzo máximo permitido: S2 no debe de exceder en mas de 0.8 veces el esfuerzo
permitido del material del recipiente.
S3 más el esfuerzo debido a la presión interna no debe exceder en mas de 1.25 veces el
esfuerzo a tensión permitido para el material de la cabeza.
Nota: Aplicar la fórmula con el factor K2 si no se usa anillo o si los anillos están cercanos a
la silleta. Aplicar la fórmula con el factor K3 si se usa un anillo en el plano de la silleta.
1.4.4.3.- Tercer caso:
Tipo de esfuerzo: Circunferencial.
Condiciones: L < 8R sin atiesar
Cuando el esfuerzo máximo se presenta en el cuerno de la silleta.
2
64
2
3
)56.1(4 sss t
QK
Rtbt
QS
(11)
Condiciones: L > ó = 8R sin atiesar
Cuando el esfuerzo máximo se presenta en el cuerno de la silleta.
2
64
12
)56.1(4 sss Lt
QRK
Rtbt
QS
(12)
Condiciones: Atiesado o sin atiesar
Cuando el esfuerzo máximo se presenta en la parte inferior de la silleta.
)56.1(
75
ss Rtbt
QKS
(13)
Esfuerzo máximo permitido: S4 no debe ser mayor de 1.50 veces el valor de esfuerzo a la
tensión permitido del casco.
S5 no debe ser mayor de 0.5 veces el punto de fluencia a compresión del material del casco.
Notas importantes:
Los valores positivos indican esfuerzos de tensión y los negativos de compresión.
E = Modulo de elasticidad del material del casco o del anillo de atiesamiento,
lb/pulg2.
En flexión longitudinal: El esfuerzo flexionante máximo S1 puede ser de tensión o
de compresión.
Al calcular el esfuerzo de tensión, en la fórmula para S1 deben usarse los valores de
K1 para el factor K.
Al calcular el esfuerzo de compresión, en la fórmula para S1 deben usarse los
valores de K8 para el factor K.
Cuando el casco tiene atiesadores, K = 3.14 en la fórmula para S1.
El esfuerzo de compresión no es factor de importancia en un recipiente de acero en
el que t/R ≥ 0.005 y el recipiente se diseña para soportar el máximo esfuerzo por
presión interna.
Usar anillo atiesador, si el esfuerzo S1 es mayor que el esfuerzo máximo permitido.
En esfuerzo cortante tangencial: Si se usa placa de desgaste, en las formulas para S2
puede tomarse el espesor ts como la suma de los espesores del casco y de la placa de
desgaste, siempre que esta llegue R/10 pulgadas arriba del cuerno de la silleta cerca
de la cabeza y se extienda entre la silleta y un anillo atiesador adyacente.
En un casco no atiesado; el esfuerzo cortante máximo ocurre en el cuerno de la
silleta, cuando se aprovecha la rigidez de la cabeza para situar las silletas cerca de
las cabezas, el esfuerzo cortante tangencial puede originar un esfuerzo adicional (S3)
en las cabezas. Este esfuerzo debe sumarse al esfuerzo que obra en las cabezas
debido a la presión interna.
Cuando se usan anillos atiesadores, el esfuerzo cortante máximo ocurre en el
ecuador.
En esfuerzo circunferencial: Si se usa placa de desgaste, en las fórmulas para S4
puede tomarse el espesor t, como la suma del espesor del casco y el de la placa de
desgaste, y para ts2 puede tomarse el espesor del casco elevado al cuadrado mas el
espesor de la placa elevado al cuadrado, siempre que la placa de desgaste se
extienda R/10 pulgadas arriba del cuerno de la silleta, y que A ≤ R/2.
El esfuerzo circunferencial combinado sobre el borde superior de la placa de
desgaste debe verificarse.
Al verificar en este punto: ts = espesor del casco
b = ancho de la silleta
θ = ángulo central de la placa de desgaste, pero no mayor que el
ángulo abarcado por la silleta más 12º.
Si se usa placa de desgaste, en las fórmulas para S5 puede tomarse el espesor ts
como la suma del espesor del casco y el de la placa de desgaste, siempre que el
ancho de la placa de desgaste sea por lo menos igual a; ab+1.56√Rts
Si el casco no esta atiesado, el esfuerzo máximo ocurre en el cuerno de la silleta.
Este esfuerzo no debe sumarse al esfuerzo por presión interna.
En un casco atiesado la máxima compresión de anillo ocurre en la parte inferior del
casco. Utilizar un anillo atiesar si el esfuerzo flexionante circunferencial es mayor
que el esfuerzo máximo permitido. [6]
Tabla 2.- Valores de la constante K. [6]
VALORES DE LA CONSTANTE K
(Para valores intermedios es necesario interpolar)
*K1 = 3.14 si el casco está atiesado por anillo o cabecera (A<R/2)
ANGULO DE CONTACTO
K1 * K2 K3 K4 K5 K6 K7 K8
120 0.335 1.117
0.319 Para
cualquier ángulo de contacto
0.880 0.401
Ver tabla 3
0.760 0.603
122 0.345 1.139 0.846 0.393 0.753 0.618
124 0.355 1.108 0.813 0.385 0.746 0.634
126 0.366 1.078 0.781 0.377 0.739 0.651
128 0.376 1.050 0.751 0.369 0.732 0.669
130 0.387 1.022 0.722 0.362 0.726 0.689
132 0.398 0.996 0.694 0.355 0.720 0.705
134 0.409 0.971 0.667 0.347 0.714 0.722
136 0.420 0.946 0.641 0.340 0.708 0.740
138 0.432 0.923 0.616 0.334 0.702 0.759
140 0.443 0.900 0.592 0.327 0.697 0.780
142 0.455 0.879 0.569 0.320 0.692 0.796
144 0.467 0.858 0.547 0.314 0.687 0.813
146 0.480 0.837 0.526 0.308 0.682 0.831
148 0.492 0.818 0.505 0.301 0.678 0.853
150 0.505 0.799 0.485 0.295 0.673 0.876
152 0.518 0.781 0.466 0.289 0.669 0.894
154 0.531 0.763 0.448 0.283 0.665 0.913
156 0.544 0.746 0.430 0.278 0.661 0.933
158 0.557 0.729 0.413 0.272 0.657 0.954
160 0.571 0.713 0.396 0.266 0.654 0.976
162 0.585 0.698 0.380 0.261 0.650 0.994
164 0.599 0.683 0.365 0.256 0.647 1.013
166 0.613 0.668 0.350 0.250 0.643 1.033
168 0.627 0.654 0.336 0.245 0.640 1.054
170 0.642 0.640 0.322 0.240 0.637 1.079
172 0.657 0.627 0.309 0.235 0.635 1.097
174 0.672 0.614 0.296 0.230 0.632 1.116
176 0.687 0.601 0.283 0.225 0.629 1.137
178 0.702 0.589 0.271 0.220 0.627 1.158
180 0.718 0.577 0.260 0.216 0.624 1.183
Tabla 3.- Valores de la constante K6. [6]
1.5.- Especificaciones del material:
Los generadores de vapor con características físicas como las del equipo FA-509, que son
recipientes horizontales apoyados en silletas, están diseñados bajo las especificaciones y
recomendaciones de la norma ASTM “Pressure Vessel Plates, Carbon Steel, for Moderate
and Lower Temperature Service”. Están constituidos de placas de acero al carbono, para
servicio de presión y temperatura moderada. El material de construcción para los
generadores de vapor, corresponde a un acero de especificación ASTM-A 516/A 516, por
lo que las propiedades químicas, mecánicas y metalúrgicas de este material deben cumplir
con los valores que se muestran en las tablas 4, 5 y 6. [7]
Tabla 4.- Valores del espesor máximo
Tabla 5.- Requerimientos químicos.
Elementos
Composición, %
Grado 55 Grado 60 Grado 65 Grado 70
Carbono
0.5 in. [12,5 mm] y abajo 0.18 0.21 0.24 0.27
Entre 0.5 in. a 2 in. [12,5 a 50 mm] 0.20 0.23 0.26 0.28
Entre 2 in. a 4 in. [50 a 100 mm] 0.22 0.25 0.28 0.30
Entre 4 a 8 in. [100 a 200 mm] 0.24 0.27 0.29 0.31
Entre 8 in. [200 mm] 0.26 0.27 0.29 0.31
Manganeso
0.5 in. [12,5 mm] y abajo
Análisis en caliente 0.60 – 0.90 0.60 - 0.90 0.85 - 1.20 0.85 - 1.20
Análisis de productos 0.55 – 0.98 0.55 - 0.98 0.79 - 1.30 0.79 - 1.30
Sobre 0.5 in. [12,5 mm]
Análisis en caliente 0.60 – 1.20 0.85 - 1.20 0.85 - 1.20 0.85 - 1.20
Análisis de productos 0.55 – 1.30 0.79 - 1.30 0.79 - 1.30 0.79 - 1.30
Fósforo máximo 0.035 0.035 0.035 0.035
Azufre máximo 0.035 0.035 0.035 0.035
Silicio
Análisis en caliente 0.15 – 0.40 0.15 - 0.40 0.15 - 0.40 0.15 - 0.40
Análisis de productos 0.13 – 0.45 0.13 - 0.45 0.13 - 0.45 0.13 - 0.45
Grado U.S. [SI] Espesor Máximo in. [mm]
55 [380] 1.2 [305]
60 [415] .8 [205]
65 [450] .8 [205]
70 [485] .8 [205]
Tabla 6.- Propiedades mecánicas.
Grado
55 [380] 60 [415] 65 [450] 70 [485]
Esfuerzo tensil ksi [Mpa] 55 – 75 60 - 80 65 - 85 70 – 90
[380 - 515] [415 - 550] [450 - 585] [485 - 620]
Esfuerzo de cedencia ksi [Mpa] 30 [205] 32 [220] 35 [240] 38 [260]
Elongación en 8 in. % min 23 21 19 17
Elongación en 2 in. % min 27 25 23 21
1.6.- Descripción de la operación.
Las refinerías están compuestas principalmente por torres, las cuales trabajan a presión
atmosférica. Estas tienen a su vez muchos compartimentos denominados “bandejas” donde
en cada uno de ellos se trabaja a temperatura diferente. Cada bandeja cumple una función
determinada que es la de separar los productos derivados del petróleo.
El petróleo crudo pasa primero por un horno donde se calienta (hasta un máximo de 400
ºC), y se convierte en vapor pasando luego hacia las torres. Una vez en las torres los
vapores ingresan por debajo, suben hasta llegar a las bandejas. Al ir los vapores
ascendiendo, se van enfriando, ya que pierden calor y se depositan en sus respectivas
bandejas. Luego de entrar en las bandejas, cada sustancia tiene ya su lugar determinado,
mientras que el resto del petróleo que no se evaporo (crudo reducido) cae hacia la base la
figura 9 muestra un esquema de estas operaciones.
Figura 9.- Los productos derivados más importantes del petróleo.
El porcentaje de extracción con respecto a la cantidad total del crudo, la temperatura de
ebullición y los productos obtenidos a partir de la cantidad de átomos de carbono de cada
componente, se pueden ver en la siguiente tabla.
Tabla 7.- Proporción de productos obtenidos del petróleo.
% Salida Temp. Ebullición (ºC) Átomos de
C Productos Obtenidos
2 < 30 1 a 5 Hidrocarburos ligeros
15 a 20 30 – 200 5 a 12 Gasolinas, naftas
5 a 20 200 – 300 12 a 15 Queroseno
10 a 40 300 – 400 15 a 25 Gas-oil
Residuos > de 400 > de 25 Lubricantes alquitrán
De esta manera se obtienen gasóleos, queroseno, turbosina, nafta y gases ricos en butano y
propano. Los demás derivados del petróleo se obtienen luego, al realizarse otros procesos
químicos al crudo reducido.
Las diferentes torres de destilación se podrían clasificar de la siguiente manera:
Proceso Material Entrante Producto Final
Destilación al vacío Crudo reducido Gasóleos, parafinas, residuos
Craqueo catalítico Gasóleos, crudo reducido Gasolina, gas propano
Recuperación de Vapores Gases ricos de otras plantas Combustible, gas propano,
butano y propileno
Mezclas Naftas Gasolina motor, extra y
corriente
Unidad de parafinas Destilados parafínicos y
nafténicos
Parafinas y bases lubricantes,
azufre, combustóleo.
En promedio, por cada barril de petróleo que entra a una refinería se obtiene 40 y 50 % de
gasolina.
1.6.1.- Hidrodesulfuración (HDS).
El proceso de hidrodesulfuración esta presente en todas las fases de la separación del
petróleo. La hidrodesulfuración es un proceso destinado a eliminar el azufre (que es una
impureza contaminante) que se encuentra en el combustible al finalizar todos los
tratamientos anteriores, tales como: destilación fraccionada, destilación por presión
reducida, reforming o cracking. Para eliminar estas impurezas, el combustible es sometido
al proceso de hidrodesulfuración, que consta en tratar el combustible en forma combinada
con hidrógeno, alta temperatura y catalizadores. De esta manera se obtiene el combustible
limpio de impurezas (sin azufre) y ácido sulfhídrico (H2S).[8]
Los componentes químicos que se encuentran en el combustible aparecen como anhídrido
sulfuroso (SO2) y anhídrido sulfúrico (SO3), que luego de la combustión a más de 100°C, se
transformarían en ácido sulfuroso (H2SO3) o ácido sulfúrico (H2SO4) que son gases no sólo
corrosivos, sino que también son los que generan las lluvias ácidas responsables de la
destrucción de muchos bosques.
Los catalizadores son sustancias que aceleran una reacción formando compuestos
intermedios que facilitan que la reacción ocurra y que desaparezca al finalizar la reacción
de tal manera que el catalizador no se gaste a lo largo de esta. Un ejemplo de estos
catalizadores puede ser la alumina (Al2O3).
Como se mencionó anteriormente, la hidrodesulfuración se encuentra en muchas de las
fases del petróleo.
En la figura 10, se muestran algunas zonas de color amarillo, en donde se encuentran
procesos de hidrodesulfuración en una refinería típica de petróleo.
Figura 10. Diagrama de flujo típico de una refinería.
Para que se lleve acabo el proceso de hidrodesulfuración se requiere la correcta
alimentación de vapor, es aquí donde entran los generadores de vapor (calderetas).
Estos productos de la separación de fluidos son los que impulsan el proceso de operaciones
de hidratación, y la razón de que haya una buena alimentación de este vapor, es que se
puedan llevar a cabo las reacciones químicas necesarias para culminar el proceso de
separación.
S + H2 → H2S ; SO2 + 3H2 → H2S + 2H2O
En la figura 11 se ilustra el diagrama del proceso de hidrodesulfuración, el componente que
separa las fases de alimentación agua-vapor que resulta ser la función específica de los generadores de vapor.
Figura 11.- Diagrama del proceso de hidrodesulfuración.
La cual se resume en la separación de los fluidos de alimentación que entran en el cuerpo
del recipiente y por razón de diferencia de densidades se separan, como se ilustra en la
siguiente figura.
Figura 12.- Sección transversal del Generador de Vapor.
En el interior de los recipientes, exactamente en la entrada del fluido, se encuentra una
mampara metálica de 3 pulgadas de espesor que soporta el choque del flujo de alimentación
y finalmente separa las diferentes fases del flujo inicial, después de la separación por efecto
de la gravedad (diferencia de densidades), el vapor continúa hacia la alimentación de la
fases del proceso, mientras que el líquido separado también se aprovecha al ser recirculado,
el fluido de alimentación es agua tratada donde solo se monitorea el alto contenido en sales.
1.6.2.- Condiciones de operación.
Las condiciones de servicio y operación del generador de vapor son las que se mencionan a
continuación en la tabla 8.
Tabla 8.- Condiciones de servicio y operación.
Inicio de operación 1981
Presión de diseño 25.53 kg/cm2
Presión de operación 21 kg/cm2
Temperatura de diseño 315 ºC
Temperatura de operación 280 ºC
Composición de fluido Agua tratada, cuidando el alto contenido de sales
Máximos históricos No registrados
Tipo de material Acero de especificación ASTM SA 516 - 70
1.7.- Metalurgia y propiedades de los materiales de fabricación.
En la fabricación de los recipientes a presión, los tratamientos térmicos recomendados en
las especificaciones deben ser tomados muy en cuenta, ya que la falta de atención en estos
puntos importantes previos a la construcción de equipos, son en muchas ocasiones los
principales causantes de falla.
En el caso cuando los equipos sean armados con placas de 1.5 pulgadas (40 mm) o valores
mas bajos en espesor, son normalmente proporcionadas en la condición de rolado. Las
placas pueden ser pedidas en la condición de normalizado y también relevadas de
esfuerzos, o ambos casos, según la práctica que se recomiende por la especificación de la
ASTM.
Cuando ningún tratamiento térmico sea requerido, el fabricante o procesador puede optar
por calentar las placas para normalizarlas o relevarlas de esfuerzos.
El proceso de soldadura que se aplica en las uniones soldadas de placas, es el proceso
GTAW por sus siglas en ingles “Gas Tungsten Arc Welding” teniendo como la principal
característica el uso de electrodo no-consumible de 2% tungsteno con extremo cónico y
Argon como el gas de la atmósfera protectora.
Según sea la recomendación de la especificación, el acero se desoxidará y conformará con
grano fino austenítico y el tamaño será un requisito que se describe en la especificación A-
20/A 20 M (Specification for General Requirements for Steel Plates for Pressure Vessels)
de la ASTM. [9]
La estructura metalúrgica de las placas de acero para equipos o recipientes a presión,
cuando se especifique una forma de grano austenítica, el aluminio se usa como el elemento
que refina el grano, a menos que en la práctica recomendada se proporcione otro.
Cuando se especifique una forma de grano austenítico fino, el acero tendrá un carburado
austenítico para formar un grano con tamaño de 5 ASTM o más fino. Utilice el aluminio
como el elemento que refine el grano, cuando los granos austeniticos finos ya se hayan
formado y cumplan con el requisito de tamaño, se verificará para saber si se ha cumplido si,
en un análisis de temperatura, el volumen de aluminio tiene menos de 0.020% total o,
alternadamente el 0.015% aluminio soluble en ácido.
Las propiedades mecánicas y metalúrgicas que se han mencionado anteriormente, son
importantes y se tienen que cumplir, pero muchas de las fallas se presentan en equipos
donde no se ha llevado a cabo un buen tratamiento térmico durante el proceso de
fabricación, ya que es muy común que en las zonas cercanas a la soldadura de unión no se
lleve a cabo una buena eliminación de esfuerzos por medio de tratamiento de recocido,
normalizado o un relevado de esfuerzos.
Los principales problemas en este tipo de componentes se deben a la aparición de grietas
que se van propagando por las condiciones de operación y de servicio, auxiliadas de las
propiedades metalúrgicas de los metales, las causas mas frecuentes de falla para equipos
generadores de vapor se discutirán a continuación. [9]
1.8.- Tipos de fallas frecuentes en equipos generadores de vapor.
A principios del siglo XX y finales del anterior, no existía ningún criterio a la hora de
diseñar calderas y recipientes a presión. Como consecuencia de esto, en Norte América se
produjeron unas 10000 explosiones en equipos entre los años 1870 y 1910. A partir de
1910 la media de explosiones por año pasó a ser 1400. [10]
Tal cantidad de accidentes hicieron que surgieran duras críticas por parte de la opinión
pública y se exigieron medidas para remediar dicho tipo de eventos. Éstas protestas
tuvieron sus frutos en 1911 al producirse la creación del "Boiler Code Committee" dentro
de "The American Society of Mechanical Engineering" (ASME) que elaboró un Código
sobre Calderas, publicado en 1915 y posteriormente incorporado a las leyes de los EUA y
Canadá. Desde entonces ASME ha seguido progresando y ampliando sus códigos, entre los
cuales se encuentra el relacionado con el cálculo y diseño de Recipientes a Presión,
regulado en la Sección VIII, División 1 de su código.
La mayoría de accidentes graves en los que intervienen sustancias peligrosas, comienzan
con una fuga de su lugar de confinamiento (depósitos, tuberías, reactores, válvulas,
bombas, etc.), por lo que hay que prestar una especial atención a este fenómeno.
Hay que distinguir tres tipos de fugas atendiendo al fluido de que se trate:
i. Fugas de líquidos: derrames de sustancias líquidas de un contenedor cuando el
fluido permanece líquido durante el proceso.
ii. Fugas de gas / vapor: escapes de sustancias en fase gas de un contenedor. El cálculo
exige tratamientos distintos si el fluido almacenado es gas a presión o si es un vapor
en equilibrio con un líquido.
iii. Fugas bifásicas: mezclas de gas y líquido a menudo resultantes de la ebullición del
líquido en las condiciones de descarga.
Según la duración y tamaño del escape:
Fuga instantánea: colapso del recipiente por vertido muy rápido de su contenido.
Fuga continua o semicontinua: pérdida de contenido de magnitud y duración
limitadas. [10]
1.9.- La prevención y el análisis de falla.
Muchos de los equipos o tuberías que están sujetos a presión y que además se encuentran
en ambientes químicos en diferentes plantas de energía, refinerías y plantas de procesos
químicos, serán discutidos a lo largo de este capítulo;
Muchos de estos equipos, operan bajo ciertos rangos de temperatura y presión, además son
usados en contacto con una amplia variedad de sustancias químicas, estas condiciones bajo
las cuales los recipientes a presión han sido fabricados, armados o inclusive almacenados,
requieren y deben ser consideradas para un análisis de fallas.
El aire y los contaminantes pueden ser corrosivos y también pueden tener significantes
efectos en las fallas, las practicas de fabricación también pueden tener serios efectos
considerables, así como el operar a diferentes rangos de temperatura, esto también puede
afectar la vida útil de los recipientes a presión por dos vías:
Cuando los recipientes a presión son presurizados o sometidos a sobreesfuerzos
bajo la transición de un comportamiento dúctil-frágil.
Por temperatura, debido a la presencia de pequeños defectos podría ocurrirle falla
tipo frágil.
A elevadas temperaturas la corrosión, la termofluencia y los esfuerzos de ruptura pueden
causar serios problemas.
Estas posibilidades deben ser consideradas en la correcta selección del material, en la
fabricación, en las especificaciones y procedimientos de operación. Operar equipos que son
sometidos a presión, deben tomarse como una importante consideración ya que, este es el
principal objeto de estudio de varios de los recipientes a presión, y muchos de esos códigos
son designados en documentos de la ASME Boiler and Pressure Vessel Codes.
Además los flujos de los líquidos y los gases, pueden causar erosión y daños en las
superficies del metal.
Algunas veces, la erosión desgasta lejos de la protección superficial provocando óxido y
como resultado, se tiene un incremento de la corrosión de la nueva superficie expuesta del
metal.
Cuando existan largos periodos de cierre, la práctica mas recomendada es llenar el sistema
con gases como el nitrógeno o helio, para evitar una corrosión inaceptable. No es del todo
equivocado utilizar agua desoxigénada o continuar una circulación de agua desmineralizada
para poder usarse y minimizar la corrosión.
Algunas veces los equipos son operados solo durante demandantes periodos de producción,
en muchos inicios o cierres de las mismas que son impuestas y crean una contaminación
con esfuerzos térmicos en los recipientes a presión y en los sistemas de tubería.
1.9.1.- El efecto de usar aleaciones incorrectas.
Una causa común de falla en recipientes a presión, es usar otra aleación en vez de la que
marca la especificación. Algunas veces las barras y las placas no son apropiadas y son
marcadas o accidentalmente almacenadas con otra aleación. En algunos casos varias piezas
de acero bajo carbono, son inadvertidamente utilizadas en vez de aceros con 5 % Cr y 0.5
% Mo en tuberías que contienen hidrógeno a 400°C.
Las fallas ocurren aproximadamente después de 4 años de servicio, la microfotografía de la
figura 13, ilustra una muestra de un material de acero bajo carbono, revelando fisuras en los
límites de grano. Este fenómeno es característico del ataque por hidrógeno cuando los
aceros bajo carbono están expuestos a este elemento y las altas presiones y temperaturas de
operación.
Figura 13.- Microfotográfica a 80X de una muestra de acero bajo carbono, mostrando
fisuras en los límites de grano “causado por el ataque con hidrógeno”. [11]
1.9.2.- Problemas en la soldadura.
En la fabricación de recipientes a presión, los problemas de soldadura son principalmente
por fractura frágil en la zona afectada por el calor (ZAC), frecuentemente resultado del uso
de elementos residuales que incrementan el endurecimiento y la susceptibilidad al
agrietamiento.
Durante la operación de soldadura se producen numerosos cambios inevitables que pueden
ocasionar distorsiones, tensiones residuales e incluso fisuras o grietas en la soldadura. Estos
cambios se deben mayormente a expansión o contracción térmica del metal. Si la estructura
posee gran rigidez debido a lo rígido de los miembros mismos, o al soporte proporcionado
por otros elementos soldados o por el uso de elementos de fijación, solo se producirán
pequeñas deformaciones. Las fuerzas que producen la contracción, sin embargo, alcanzaran
altos niveles cuando la pieza alcance la temperatura ambiente.
Las fisuras o grietas podrían producirse mientras el metal esta aun caliente o durante su
enfriamiento. Así, cuanto mas rígida sea la unión al soldarse, tanto mas plástico deberá ser
el metal de soldadura que se emplee para completar la unión. Se puede producir un
endurecimiento de la soldadura y del metal base adyacente a la misma cuando se calienta
muy por encima de la temperatura de transición del metal si el acero es alto en contenido de
carbono y la velocidad de enfriamiento es rápida. Este endurecimiento puede evitarse en la
mayoría de aceros endurecibles precalentando o post-calentando la soldadura.
Los códigos y las especificaciones que regulan los procedimientos de soldadura permiten
un cierto numero y tamaño de discontinuidades, tales como escorias, porosidad, inclusiones
y en algunos casos, ligera falta de penetración y/o fusión, la figura ilustra los principales
defectos en las soldaduras.
Figura 14.- Defectos típicos de la soldadura.
(1) Superposición
(2) Falta de fusión
(3) Socavación del borde
(4) Porosidad
(5) Grieta
(6) Inclusión de escoria
En general, los problemas en las soldaduras son causados por las siguientes
discontinuidades:
Fisuras de cráter
Fisuras en caliente
Fisuras de raíz
Fisuras bajo el cordón de la soldadura
Fisuras diversas
Inclusiones gaseosas
Inclusiones de escoria
Penetración incompleta
Falta de fusión
Socavación o mordedura de bordes
Quemaduras
Defectos en soldadura autógena
1.9.3.- Efecto de las discontinuidades metalúrgicas.
Las inclusiones metálicas, costuras, dobleces y entallamientos, son discontinuidades
comunes que son encontradas en productos armados que pueden causar fallas prematuras.
El encogimiento (reducción), porosidad gaseosa y disparos fríos, son mas probables que
ocurran en piezas fundidas y que puedan causar la falla, usualmente goteos en el
lanzamiento de componentes.
Las discontinuidades pueden y algunas veces son causa de fallas. Nunca deben ser pasados
por alto durante un análisis de fallas, de cualquier modo excepto en la fatiga, el número de
fallas causadas por defectos microestructurales son relativamente pequeños comparados
con el número resultante de muchas otras causas. La falla mas común resulta del excesivo
numero de inclusiones en una pieza.
1.9.4.- Efectos de las prácticas de fabricación.
Las imperfecciones metalúrgicas y mecánicas en una pieza de trabajo, pueden ser
introducidas y detectadas en cualquier escenario de construcción, incluidas fabricas de
proceso y fabricación, embarque y selección.
Las imperfecciones no son siempre el resultado de las fallas, en realidad son poco relativas
y frecuentes, pero en algunos casos son las causantes de la falla en los recipientes a presión
durante la operación.
La ASME Boiler and Pressure Vessel Codes, reconoce que aquellas imperfecciones rara
vez son obtenidas en materiales comerciales y define aceptables los estándares de la
producción.
Muchas imperfecciones son detectadas previamente a la operación actual, así una
indicación de grieta puede ser encontrada por una simple inspección con partículas
magnéticas. [11]
Muy frecuentemente, las sustancias que son procesadas en los recipientes a presión con
corrosión o las impurezas que ellos contienen son corrosivos. De esta manera, las
posibilidades del agrietamiento por corrosión y esfuerzos deben de ser considerados.
En el caso que en el material existieran procesos con altos contenido de hidrógeno y en
cierta forma, el hidrógeno puede ser el culpable de las fallas.
1.9.5.- Agrietamiento por corrosión y esfuerzos.
Este fenómeno ocurre cuando el esfuerzo y una sección corroída están presentes en el
material y alargan la cantidad de fallas para que se de esta acción combinada. Pero también
pequeñas fallas pueden ocurrir por cualquiera de los dos, actuando exclusivamente
independientes. Las características de la falla por corrosión-esfuerzo, es una secuela
altamente ramificada en grietas transgranulares. [3]
El agrietamiento por corrosión y esfuerzos ACE (o SCC, por las siglas en ingles de Stress
Corrosion Cracking), es una forma de fractura subcrítica que ocurre por la interacción
sinergística de un ambiente corrosivo, un material susceptible y un esfuerzo
suficientemente alto que provocan la propagación de una grieta.
Al igual que la fatiga, el ACE provoca la extensión de una grieta hasta su tamaño crítico provocando una fractura.
En el ACE, existen dos formas generales de agrietamiento:
Controlado por el ambiente, relativamente independiente de K, con predominancia
de disolución del metal en la punta de la grieta y presencia de gruesas capas de
productos corrosión, evidencias de picaduras y ataque selectivo en la superficie de
fractura.
Controlado por esfuerzos, dependiente de K, con predominancia de formas frágiles
de fractura como clivaje y fractura íntergranular.
El ACE usualmente se evalúa midiendo el tiempo de ruptura en función del esfuerzo
aplicado en una probeta sin entallas ni grietas iniciales. Al presentar los resultados en una
grafica esfuerzo contra tiempo de ruptura, como la que se muestra en la figura15, se
observa que existe un esfuerzo debajo del cual no hay fractura y conforme aumenta el
esfuerzo, el tiempo de ruptura se reduce exponencialmente. El valor del esfuerzo debajo del
cual el tiempo de falla es cercano a infinito es llamado esfuerzo límite de ACE o ACE , y su
valor depende de la susceptibilidad del material y de la severidad del ambiente.
Al igual que en la fatiga, si el esfuerzo nominal esta por debajo del límite de cedencia, la
propagación de la grieta en el agrietamiento por corrosión-esfuerzos es función de los
esfuerzos en la punta de la grieta, representados por el valor de K; adicionalmente, a mayor
K, la abertura de la grieta (CTOD) será mayor, permitiendo mas fácilmente el acceso del
corrosivo a la cavidad de la grieta. También se supone que a mayores esfuerzos en la zona
plástica, mayor energía almacenada y por lo tanto, mayor reactividad del material.
Figura 15.- Tiempo de ruptura contra esfuerzo aplicado en el ACE.
La metología para la evaluación del agrietamiento por corrosión y esfuerzos por mecánica
de fractura lineal-elástica consiste en exponer al ambiente de prueba una muestra pre-
agrietada, en el que K es conocido, a una carga constante.
Figura 16.- Caracterización de la propagación de grietas por ACE, en función de K.
En este caso K aumenta conforme el tamaño de grieta crece, y la grieta se acelerará con el
tiempo de prueba como muestra la figura 17 A . Pero el tipo de prueba adoptado como
estándar es con la muestra en condición de desplazamiento constante. Aquí, la muestra es
cargada mediante un mecanismo de desplazamiento en el cual, una vez ajustado el valor
inicial de K y a medida que la grieta crece, el valor de K disminuye hasta que la grieta se
detiene.
Este valor de K de arresto se conoce como K límite del ACE o Kscc, como se ilustra en la
figura 17 B. Los datos da/dt de una prueba de propagación de grietas por ACE, al ser
graficados en función de K, presentan una gráfica como la que se muestra a continuación,
donde se exponen tres etapas de la propagación de grietas por ACE:
Figura 17.- Representación esquemática de la prueba de propagación de grietas por ACE.
En la etapa 1 inicia el límite del agrietamiento por corrosión y esfuerzos y la velocidad de
crecimiento depende fuertemente de K y por lo tanto, el agrietamiento es controlado por el
esfuerzo en la punta de la grieta y por la formación y ruptura de películas pasivas.
La ecuación característica de cinética de crecimiento de grietas es:
da/dt=A´Km´
(14)
En la etapa II, el crecimiento es controlado por la rapidez de disolución anódica en la punta
de grieta y es independiente del nivel de K y la velocidad de crecimiento de grieta esta dada por:
da/dt = M/zF icorr (15)
Donde M es el peso molecular del metal, z es el número de cargas transferidas en la
reacción de disolución, F es la constante de Faraday, la densidad, e i la densidad de
corriente de intercambio iónico en la punta de grieta. Finalmente, la etapa III esta
caracterizada por la interacción con formas estáticas de fractura y es controlada por el nivel
de esfuerzos y la microestructura, principalmente. [3]
La integración de la ecuación de rapidez de propagación de grieta proporciona el tiempo de
falla, desde el tamaño inicial de grieta a0, hasta el tamaño critico aC. Tomando la relación
usual aK
, la integración da como resultado:
Ca
a
m
mdaa
Ct
0
2/
´
1
(16)
si se considera también el tiempo de crecimiento de la grieta en el régimen de disolución, la
expresión completa para el tiempo de vida en ACE sería:
0
1
2/
´0
1aa
zF
Midaa
Ct C
corra
a
m
m
C
(17)
1.10.- Ejemplo de un análisis de falla a un recipiente a presión.
Un ejemplo de un caso de agrietamiento por corrosión y esfuerzos en un recipiente a
presión largo y construido de acero al carbono, resultado del estar envuelto en ambiente
cáustico de hidróxido de potasio.
Un largo recipiente a presión como el que se muestra en la figura 18, que había estado en
servicio alrededor de 10 años como un absorbente de sulfuro de hidrógeno (H2S) desarrolló
grietas y comenzó a gotear en una boquilla.
El recipiente contenía un 20% de disolución acuosa de hidróxido de potasio (KOH),
carbonato de potasio (K2CO3) y arsénico, a 950 psi y a 33 °C máximo.
La porción cilíndrica del recipiente es de 66 pulgadas en el diámetro interior, 402 pulgadas
de largo y 2 ½ pulgadas de espesor de pared, en los últimos meses antes de que ocurriera la
falla, partes de la superficie del recipiente estuvieron expuestas al fuego.
Este recipiente fue examinado en el sitio de trabajo y fue encontrado vacío, pero en la
superficie interior fue cubierta con una capa de sulfuro.
Una muestra del recipiente, fue removida desde casi el fin de la grieta de la boquilla y fue
enviada a un laboratorio, la boquilla no fue retirada ni presentaba agrietamiento.
El recipiente fue regresado a la construcción y fue relevado de esfuerzos antes de que el
trabajo de reparación fuera comenzado.
La pared del recipiente en la cual, la fractura ocurrió, consistía de 2 ½ pulgadas de espesor
en una placa de acero al carbono especificación ASTM A516 grado 70.
Figura 18.- Recipiente a presión cilíndrico que falló, bajo el fenómeno de agrietamiento por
corrosión y esfuerzos causado por el ambiente de hidróxido de potasio.
Para suministrar un apoyo a la placa, se coloco un ángulo de acero de 3” x 3” x 3/8 ” y se
había formado un anillo en la continuidad de la soldadura al interior de la pared del
recipiente, como lo que se muestra en el detalle A-A la figura 15.
En la investigación realizada al recipiente, proporciono como resultados, que en la ranura
formada por la unión de la soldadura de la placa de apoyo, era mas baja alrededor de la
boquilla, una grieta estaba a aproximadamente a 2 ¼ de pulgada de longitud.
Cada extremo de la grieta formó ramas en forma de letra Y, como se muestra en el detalle
B de la figura 18.
a) b) c)
Figura 19.- Microfotográfia a 600X (a), 200X (b) y 100X (c), donde se muestra las grietas
auxiliares en la región de carga excesiva en tensión de grieta principal.
Las porciones de grieta encontradas en el metal soldado alrededor de la boquilla, se
detuvieron por lo que la boquilla no fue dañada, en la muestra que fue sometida a un
análisis de laboratorio, se determino que en el extremo remoto de una de las grietas mas
severas, se propago dentro de la bandeja de apoyo superior de la soldadura.
En las superficies de estas grietas se observaron tonalidades de un color oscuro-castaño y
escalas negras. Las superficies contienen dos regiones triangulares que son discretas y que
no muestran evidencia de ductilidad, una en la cima de la soldadura y la otra a la superficie
de la pared.
Los remanentes en las superficies de fractura muestran clivajes planos con algunas
evidencias de ductilidad, indicando que la falla fue resultado de la carga excesiva en
tensión.
Las pruebas de tensión y de impacto, preparadas a especimenes de la muestra, indicaron
que las propiedades físicas después del revelado de esfuerzos eran adecuadas para las
condiciones de servicio, por que la proximidad de las grietas con la boquilla que fue
rescatada para reutilizarse.
Solo fragmentos de la placa de apoyo, del lado de la grieta estaba disponible y como
representativamente estos eran de la microestructura original, fue una pregunta de
discusión, porque estos se habían templado durante el retiro.
La examinacion microscópica revelo hoyos y descarapelamiento cerca del origen de la
grieta, los hoyos contenían productos de corrosión. Y aunque la dificultad para determinar
el porque del tamaño de grano pequeño, el agrietamiento fue principalmente transgranular. En este ejemplo se resume que la falla fue causada por corrosión y esfuerzos y que fueron
probablemente el resultado del ambiente cáustico por hidróxido de potasio KOH. Las
recomendaciones que se hacen son que el apoyo de la placa debe instalarse más alta en la
pared del recipiente, prevenir la coincidencia de la soldadura de la placa de apoyo más baja
con la soldadura de la boquilla, evitando así la formación de una muesca. [11]
1.11.- Mecánica de fractura en el análisis de fallas.
En una pieza fracturada, usualmente es fácil reconocer mediante técnicas fractográficas, el
tamaño que tenía la grieta justo antes de la fractura final, este tamaño de grieta es entonces,
el tamaño crítico de grieta.
También es factible conocer o evaluar la tenacidad a la fractura del material de fabricación
midiendo el tamaño de la zona plástica. Para comprender mejor el uso de la mecánica de
fractura en el análisis de falla hay que recordar que el criterio de fractura en condición
lineal-elástica esta dado por:
2
1
aCK IC (18)
Observamos que la tenacidad a la fractura (KIC) y el tamaño crítico de grieta (aC) están
implícitos en esta fórmula, de modo que si la función del factor de intensidad de esfuerzos
K para la pieza es conocida, hay tres posibles aplicaciones de la mecánica de fractura en el
análisis de la falla.[3]
1. Si la tenacidad a la fractura (KIC) del material y el tamaño de grieta al momento de
la falla (aC) son conocidos, es posible determinar el nivel de esfuerzo (o carga) al
que estaba sometida la pieza justo antes de la fractura; esto permitiría saber si hubo
una sobrecarga, o si las cargas estaban por debajo del límite de diseño y entonces el
tamaño de grieta era mayor al crítico.
2. Conociendo el valor de la carga en el momento de la falla y la tenacidad a la
fractura del material se puede saber si el tamaño de grieta en el momento de la falla
estaba dentro de los límites permisibles y podría haber sido detectado en una
inspección de rutina.
3. La tenacidad a la fractura del material puede ser calculada a partir del tamaño de
grieta al momento de la fractura y la carga de fractura; así se puede saber si hubo
algún proceso de fragilización durante el servicio o el material no cumplía con el
KIC requerido.
Además de estas aplicaciones inmediatas, el uso inteligente de la mecánica de fractura
permite extender el análisis de fallas mucho más allá de la simple determinación de las
cargas de falla y obtener valiosa información adicional. Por ejemplo, la tenacidad a la
fractura puede ser estimada basándose en el conocimiento de que la zona de fractura final
usualmente se forma un labio o reborde de corte cuyo tamaño es aproximadamente igual al
de la zona plástica, como se muestra en la siguiente figura.
Utilizando la ecuación para el tamaño de zona plástica y si el esfuerzo de cedencia es
conocido (en los aceros, el esfuerzo de cedencia puede ser estimado a partir de la dureza, la
cual es fácil de evaluar en una pieza fracturada), el KIC puede ser estimado como:
21
0 pIC rK (19)
Figura 20.- Apariencia típica de la superficie de fractura en el inicio de la inestabilidad.
Como se indica en la figura 20, antes de que inicie la propagación, la punta de grieta sufrirá
una deformación en la dirección perpendicular, conocida como achatamiento (de la voz
inglesa blunting), justo antes de la extensión de la grieta.
Este cambio el la geometría de la punta de la grieta queda registrado como un relieve en la
superficie de fractura, que en términos simples puede ser visto como un escalón.
El escalón tiene una altura que es precisamente la mitad del CTOD.
En ocasiones la altura del escalón no es fácil de medir, por lo que algunos autores sugieren
utilizar el ancho de la región de achatamiento, que corresponde a la extensión estable de la
grieta, siendo razonable asumir que Δa y y son equivalentes. [3]
La tenacidad a la fractura puede estimarse como:
(20)
En la mecánica de fractura elastoplástica existe un criterio para el calculo de un colapso
plástico, que a continuación se describe en el criterio de dos parámetros.
1.11.1.- Criterio de dos parámetros
La fractura de una estructura puede ocurrir por alguno de los siguientes tipos de fractura:
1. Fractura rápida bajo esfuerzo nominal menor al de cedencia, en condiciones de la
MFLE.
2. Fractura por plasticidad en el total del ligamento, en condiciones elastoplásticas.
3. Fractura por colapso plástico generalizado.
Dependiendo del tamaño de grieta, la magnitud de la carga y las propiedades del material
como puede ser la resistencia a la tensión o la tenacidad a la fractura uno de los tipos de
falla será favorecido. Por ejemplo, para grietas largas, bajas tenacidades y alta resistencia,
la fractura frágil se favorece porque se forman zonas plásticas muy pequeñas.
Por el contrario, si la tenacidad es alta y la resistencia tensil baja, es mas probable que el
cuerpo se deforme plástica antes de que la grieta comience a propagarse, favoreciendo el
colapso plástico. Es obvio que en condiciones intermedias los procesos de fractura dúctil y
frágil competirán, creando incertidumbre en cuanto a que tipo de fractura predominará. El
criterio de los dos parámetros resuelve la incertidumbre descrita mediante un análisis
directo.
Ahora, si se establecen las siguientes relaciones:
Kr = K / KIC
Sr = / 0
Sustituyendo Kr y Sr obtenemos el criterio de dos parámetros:
(21)
Esta expresión, al ser graficada como Kr contra Sr, define el Diagrama de Análisis de
Fractura (DAF), que incorpora en un solo análisis los criterios de fractura frágil y fractura
dúctil, la grafica se muestra esquemáticamente a continuación.
21
02yEKIC
21
2 2secln
8SrSrKr
Figura 21.- Diagrama de análisis de fractura calculado por el criterio de dos parámetros.
La curva Kr contra Sr representa el limite de resistencia de la estructura en función de su
resistencia a la fractura frágil caracterizada por K y su resistencia al colapso caracterizada
por la resistencia a la tensión. Si un punto de coordenadas (Sr, Kr) se localiza dentro de los
limites del DAF significa que ni Kc ni f han sido rebasados y por lo tanto la estructura es
estable, es decir soporta la carga impuesta en presencia de una grieta.
Si el punto de coordenadas (Sr, Kr) se localiza fuera de los limites de la zona del DAF,
significa que Kc o f han sido rebasados y la estructura falla.
El diagrama de análisis de fractura, también permite identificar en modo de falla; si el
punto de coordenadas se localiza cerca del Kr, la falla es frágil y si se localiza cerca del Sr
la falla es dúctil.
El análisis de fractura basado en el criterio de dos parámetros en forma de un código de
evaluación de defectos fue presentado como un reporte técnico. Este reporte recibió la
designación R6 por lo que es conocido como código R6.
1.11.2.- El código R6
Actualmente el código R6 ha sido objeto de varias revisiones y ya ha sido adoptado por la
industria como código para la evaluación de la integridad de sus estructuras y equipos
agrietados.
El código se aplica de la siguiente manera:
1. Define las tendencias a alguno de los tres modos de fractura de la estructura (frágil,
elasto-plástica o colapso) en función de la pendiente de la línea de carga, de la
siguiente manera:
Si Kr/Sr >1.8 (fractura frágil)
0.2 < Kr/Sr < 1.8 (fractura elastoplástica)
Kr/Sr < 0.2 (colapso plástico)
2. Elige la forma apropiada de la curva de evaluación de fractura. Extensos programas
experimentales llevaron a la modificación de la expresión de la CEF para adaptarla
mejor a la respuesta de las aleaciones de acero empleadas en ingeniería. Como
resultado, en la versión de 1991 del reporte R6 se presentaron varias opciones de las
cuales, la empleada es la opción 1.
Kr = (1 - 0.14 Sr2
)[0.3 + 0.7 exp (- 0.65 Sr6
)
La forma del DAF para la opción 1 del código R6, versión 1991, es mostrada
esquemáticamente en la siguiente figura, también se representa la metodología del análisis, que de manera resumida es como se muestra y se describe a continuación.
Figura 22.- Curva de evaluación de falla por el código R6, opción 1.
1. Determinar el tamaño del defecto mediante ensayos no destructivos (END).
2. Medir o calcular el esfuerzo aplicado a la estructura.
3. Con la geometría del cuerpo y de la grieta seleccionar la expresión adecuada de K.
4. Paralelamente se debe conocer o determinar experimentalmente el valor valido de
KIC para el material de fabricación en condiciones similares a las de servicio.
5. Con la información del punto 1 a 4 se calcula Kr y se ingresa al DAF.
6. Con la información de los puntos 1 y 2 y la geometría del cuerpo y la grieta, se
determina el esfuerzo en la sección neta, que corresponde al esfuerzo de área de la
sección de la grieta, pero descontando el área de esta.
7. Se debe conocer o determinar el esfuerzo limite, que es el esfuerzo bajo el cual se
asume que la sección neta de falla. Este esfuerzo puede ser el limite de cedencia, la
resistencia máxima o el esfuerzo de flujo, dado por F = ½ ( 0 + máx). Si se usa el
código R6 o el API RP 579, se debe emplear el esfuerzo de flujo.
8. Con los datos de los puntos 6 y 7 se calcula Sr y se ingresa al DAF.
9. El tipo de falla (frágil, dúctil o elastoplástica) se determinara con la relación Kr/Sr.
10. Si el punto de análisis cae dentro del DAF, la grieta será estable, si cae fuera será
inestable.
11. La carga de falla para tamaño de grieta constante se puede determinar calculando
las coordenadas del punto de intersección de la línea de carga con el DAF y
despejando del valor de Sr calculado, la carga o esfuerzo de falla.
12. El tamaño critico de grieta se determina calculando primero la curva de crecimiento
de grieta y determinando el valor donde esta curva intersecta la DAF. [3]
CAPITULO 2
METODOLOGÍA
La metodología que se desarrolla para el estudio es la siguiente:
2.1.- Inspección visual:
La inspección visual radicó en la verificación de dimensiones y condiciones de cómo se
encuentra la pieza objeto del estudio, además de un registro fotográfico, identificación de
características físicas, estado de la pieza, limpieza y preparación de muestras para los
estudios y pruebas de laboratorio, tomando en cuenta las diferentes zonas que tiene la pieza,
así mismo las fallas presentes.
2.2.- Recopilación de datos técnicos:
La recopilación de los datos técnicos, consistió en reunir todos los datos disponibles
referentes a las especificaciones de material, dibujos, diseño de componentes, fabricación,
reparaciones, mantenimiento y condiciones del servicio.
2.3.- Análisis químico:
La determinación de los elementos aleantes, se realizó mediante la técnica de absorción
atómica para el manganeso y silicio, la técnica de combustión para el carbono y azufre
además de la técnica de colorimetría para la determinación del fósforo.
2.4.- Estudio metalográfico:
La caracterización microestructural consistió en realizar un corte burdo, desbaste con lijas
de SiC del grado 100, 240, 320, 400, 600, 1000, 1500 y 2000. Posteriormente, se realizó un
pulido con paño y alumina de 1.0, 0.5, 0.3 µm constantemente lubricado con agua para
obtener una superficie acabada tipo espejo y libre de rayones, con el propósito de detectar,
identificar y cuantificar inclusiones no metálicas.
Para determinar las características microestructurales de la muestra se realizó un ataque
químico con Nital 2, con la finalidad de detectar, identificar y caracterizar segundas fases y
tamaños de grano, de acuerdo a los procedimientos recomendados por las normas ASTM E
45 (Standard Test Methods for Determining the Inclusion Content of Steel), ASTM E 112
(Standard Test Methods for Determining Average Grain Size), ASTM E 1122 (Standard
Practice for Obtaining JK Inclusion Ratings Using Automatic Image Análisis) y la norma
mexicana NMX-B-308-1987 (Métodos para la Determinación del Contenido de Inclusiones
en Acero). [12, 13, 14 y 15]
2.5.- Pruebas mecánicas:
El ensayo de dureza Rockwell B, se llevo a cabo en un durómetro Modelo Gnehm 150 UR,
se realizan 30 identaciones, se utilizó un identador de 1/16 de pulgada de acero, la carga
que se aplicó es de 100 Kg. para una determinación de dureza Rockwell B.
La determinación de la microdureza Vickers en la zona de falla, se realizó mediante un
microdurometro Modelo Future Tech y se utilizó un identador de 136° con punta de
diamante, la carga que se aplicó es de 200g. Para la determinación de la microdureza
Vickers.
De acuerdo a procedimiento especificado en la norma ASTM E 18 (Standard Test Methods
for Rockwell Hardness and Rockwell Superficial Hardness of Metallic Materials. [16]
2.6.- Estudio de la zona de falla:
Es el estudio de todos lo hechos y evidencias, tanto positivas como negativas, y respuestas
típicas, esto combinado con el análisis teórico para indicar una posible solución al problema.
CAPITULO 3
RESULTADOS Y ANALISIS
3.1.- Inspección visual:
La figura 23 muestra la fotografía del generador de vapor FA-509 tomada en sitio, además
se indica la zona de donde se retiro la pieza seleccionada para el estudio de análisis de falla.
Figura 23.- Generador de Vapor FA-509, donde se indica la zona de la placa retirada para
el estudio de análisis de fallas.
El generador de vapor tiene las siguientes características físicas, y sus principales
componentes se describen a continuación en la siguiente figura.
Figura 24. Esquema del Generador de Vapor.
Cuerpo del generador de vapor visto en dos dimensiones con la perspectiva desde la vista oriente.
(a) Entrada del fluido, (en la parte interior del generador se encuentra una mampara,
que separa las fases líquido-vapor).
(b) Salida de vapor separado o almacenado en el generador de vapor, está alimenta de
vapor al proceso de la torre hidrodesulfuradora.
(c) Salida de líquidos de la separación, los cuales se recirculan en el proceso.
(d) Entrada hombre.
(e) Soportes del generador de vapor.
La etiqueta de GV FA-509 se le asignó a la pieza, la figura 25 muestra la condición de la
placa como se recibió para realizar el estudio, las dimensiones de la placa son 26 cm de alto
por 39 cm de largo y 22.2 mm de espesor.
La superficie de la placa presentaba residuos de líquidos penetrantes lo que indica que se le
aplicó dicha técnica de ensayos no destructivos previamente al estudio, además de que tenía
un orificio aparentemente realizado por corte con oxiacetileno, como parte del proceso de
retirar la placa del cuerpo del generador.
Se encontró una grieta en la soldadura que une el material base con una de las mamparas
del recipiente, la grieta esta presente en toda la longitud de la soldadura y en algunas zonas
penetra el total del espesor de la placa.
(a) (b)
Figura 25.- Aspecto de la placa del generador de vapor FA-509, en la condición que se
recibió. a) Lado interno, b) Lado externo.
En la figura 26 se muestran detalles de la grieta vista por el lado interno de la placa, antes
de su limpieza.
No se observó deformación plástica significativa que pudiera sugerir daño mecánico, se
observan depósitos de corrosión y residuos de líquidos penetrantes adyacentes a la grieta.
Figura 26.- Acercamiento de la grieta observada en la parte interna y externa de la placa.
3.2. Historial de fallas del equipo FA-509.
El generador de vapor FA-509, inició sus operaciones en el año de 1980 sin presentar
eventos anormales, en noviembre de 1995, salió a reparación general no encontrándose
daños relevantes que reportar en el cuerpo del recipiente, sin embargo, se encontraron
algunos daños en los accesorios internos del equipo como son: filtros desprendidos,
tornilleria floja, etcétera, característicos de la operación.
En octubre de 1998, salió a reparación general y durante su inspección se encontró
fracturada la soldadura de la mampara superior, la cual fue reparada fondeando la soldadura
y después volviendo a soldar las placas, sin efectuarse el relevado de esfuerzos.
En octubre de 2000, salió nuevamente a reparación general, no encontrado anomalías
relevantes.
En octubre de 2002, salió a reparación general, encontrando fracturada la soldadura
superior de la mampara con el cuerpo en una longitud de aproximadamente 2.0 metros, la
cual fue reparada fondeando la soldadura sin efectuarse el relevado de esfuerzos.
En enero de 2004, salió de operación por presentar una fuga excesiva en una fractura
observada por el exterior de aproximadamente 30 centímetros de longitud, sin embargo por
el interior se detectó con líquidos penetrantes la continuación de la falla longitudinal de
aproximadamente 3.0 metros, tanto en la parte superior e inferior. Se realizó la reparación
de la siguiente manera: se instaló una ventana en la fractura inicial, y el resto se desbastó
hasta perder la fisura regenerándose con soldadura.
Grieta Grieta
Por el interior se instalaron unas soleras cubriendo todo el perímetro reparado. Esto con la
finalidad de reforzar la sección reparada, y finalmente se efectuó relevado de esfuerzo y prueba hidrostática.
Figura 27.- Zonas de falla del generador de vapor.
En junio de 2005, la unidad reformadora salió de operación por presentar fuga excesiva y el generador de vapor por presentar dos fallas en el cuerpo del lado oriente.
En las siguientes fotografías se muestra la pieza retirada después de la fuga excesiva y que es objeto de este estudio de la falla.
Figura 28.- Parte interna y externa de la placa.
3.3. Análisis químico:
Se analizó el contenido de carbono (C) y azufre (S) mediante la técnica de combustión, de
silicio (Si), manganeso (Mn) por absorción atómica y para el fósforo (P) colorimetría. Los
resultados se presentan en la Tabla 9, la composición química corresponde a la típica para
un acero ASTM A 516-70. [7]
Tabla 9.- Composición Química del material en % peso.
MUESTRA C Mn S P Si
GV FA-509 0.26 0.91 0.0167 0.034 0.21
ASTM A 516-70 0.28 0.85 – 1.20 0.035 max 0.035 max 0.15 – 0.40
3.4. Estudio Metalográfico:
Las superficies metalografías se prepararon de la sección circunferencial y de la sección
longitudinal. Las probetas se prepararon por el procedimiento recomendado para
preparación metalográfica, el cual consiste en realizar el corte de la pieza seleccionada, el
desbaste con los diferentes grados de lija anteriormente mencionados, y un pulido hasta
lograr el acabado de superficie tipo espejo, necesario para su observación microscópica. La
figura 29 muestra el tipo de inclusiones encontradas en el acero de la placa, las cuales
corresponden a óxidos y silicatos, según lo consultado con la normas NMX-B-308 y ASTM
E-45, realizando la comparación.
Figura 29.- Inclusiones encontradas en el acero de la placa, “sección longitudinal”
(Microscopio metalográfico con técnica de campo claro)
Para revelar la microestructura, las muestras se atacaron químicamente con nital II (2 partes
de ácido nítrico y 98 partes de alcohol), y se observaron en el microscopio metalográfico
empleando la técnica de campo claro.
La figura 30 muestra la microestructura observada en el acero de la placa GV FA-509, la
cual se encuentra constituída de ferrita (zonas claras) y colonias de perlita (zonas obscuras)
recordando que esta fase del acero está constituida de ferrita y cementita, como lo que se
muestra en la fotografía, la cual exhibe granos no equiaxiales característicos de los
recipientes a presión. Consiguiendo tomar las fotografías mediante un analizador de
imágenes marca Image Pro Plus versión 4.0 para Windows™ y siguiendo los lineamientos
descritos en las normas ASTM E-45, E-112, E-1122 y NMX-B-308, se determinaron los
parámetros estereológicos de este acero. [12,13,14,15]
Figura 30.- Microestructura del acero de la placa, sección longitudinal.
(Microscopio metalográfico técnica de observación, campo claro)
Los resultados se presentan en la siguiente tabla.
Tabla 10. Parámetros estereológicos de la microestructura de la placa.
MUESTRA DIRECCIÓN
FRACCIÓN VOLUMEN DE INCLUSIONES
%
TIPO DE INCLUSIÓN
% FERRITA % PERLITA TAMAÑO
DE GRANO ASTM
GV FA-509
LS 0.89 TIPO B SERIE
FINA 72.4 27.6 7
TS 0.76 TIPO B SERIE
FINA 72.5 27.5 7
Nota: ASTM 7 = 64 granos x pulgada cuadrada a 100X.
El tamaño de grano se determino con el método directo con el equipo analizador de
imágenes y se comparo con el método manual descrito en la norma ASTM E-112.
3.5 Pruebas mecánicas:
Las pruebas mecánicas realizadas a la pieza, fue la de dureza y se realizaron de acuerdo a
los lineamientos descritos en la norma ASTM E-18. Las condiciones de prueba fueron:
identador esférico de acero endurecido de 1/16”, 3 Kg. de precarga y 100 Kg. de carga
total. [16]
Los resultados de la prueba de dureza se muestran en la tabla siguiente:
Tabla 11. Resultados de dureza de la placa GV FA-509.
ESCALA DE DUREZA
No DE IDENTACIONES
VALOR MEDIO
VALOR MINIMO
VALOR MÁXIMO
DESVIACION ESTÁNDAR
HRB 30 82.19 83 79 1.24
3.6 Análisis de falla:
La grieta se encuentra pasante prácticamente en la totalidad de la longitud de la soldadura a
la cual se encuentra asociada y que corresponde a la unión entre el cuerpo del generador de
vapor y una de sus mamparas internas.
Un corte de la sección circunferencial de la placa se muestra en la figura 31, ilustra que el
inicio de la fisura se localiza en la soldadura de unión entre el metal base y la mampara
interna del generador de vapor (Detalle A).
Se observa también una grieta más pequeña en el lado opuesto a la grieta principal, con
trayectoria de la soldadura hacia el metal base (Detalle B).
Figura 31.- Sección circunferencial de la placa preparada metalográficamente
mostrando una vista macroscópica de la grieta.
Es importante mencionar que la soldadura de la mampara al cuerpo del recipiente en la
placa agrietada, fue removida por el corte realizado para extraer la placa al realizar la
reparación del generador de vapor; sin embargo, el examen macroscópico de la sección
transversal muestra que la soldadura tiene indicios de poca penetración.
Se realizó un examen de la microestructura y microdureza a la soldadura, encontrando la
presencia de una microestructura acicular, la cual se genera por el enfriamiento rápido
durante la soldadura. La figura 32 muestra la microestructura de esta zona.
Figura 32.- Microestructura del metal depositado en la zona de fractura.
Los valores de microdureza en las diferentes zonas de la unión soldada se presentan en la
tabla 12, en la cual observamos que los valores de dureza en la soldadura son anormalmente
altos, comparados con el metal base y con los valores normales de soldaduras de recipientes
a presión y con la norma ASTM E-140 (Standard Hardness Conversion Tables for Metals),
lo cual confirma que la soldadura se enfrió rápidamente. [17]
Tabla 12. Resultados de microdureza en la zona de fractura
ZONA SOLDADURA ZAC METAL BASE
MICRODUREZA VICKERS
226.5 221.3 178.2
La figura 33 muestra una vista microscópica de la grieta mas pequeña, donde se aprecia
claramente que se origina en la unión soldada del cuerpo del generador de vapor con la
mampara interna y se propaga por la zona afectada por el calor (ZAC) y hacia el metal
base.
La grieta presenta ramificaciones y tiene una trayectoria transgranular en el material.
Figura 33.- Grieta pequeña de la figura 31 (Detalle B) vista con un microscopio óptico,
mostrando su forma y trayectoria de avance en el material.
Figura 34.- Trayectoria transgranular de la grieta.
La figura 35 presenta el aspecto macroscópico de la superficie de fractura, expuesta al
cortar y abrir una porción de la placa, la fractura se presenta en varios planos semicirculares
no interconectados, cada plano consta de una sola faceta, con relieve conocido como
“chevrones” (relieve en forma de letra “V”), cuyo vértice apunta a la unión soldada de la
mampara con la placa.
La superficie esta cubierta de óxidos de color gris oscuro, al parecer producto de la
exposición al ambiente de servicio y óxidos de color café claro y depósitos blanquecinos, al
parecer producidos por el contacto con el agua y/o vapor durante la fuga.
Figura 35.- Superficie de fractura de la grieta principal.
La superficie de fractura se observó en el microscopio electrónico de barrido (MEB) en
busca de detalles característicos de algún tipo de fractura conocida.
Las fracturas más conocidas y comunes en muchos componentes metálicos son; la fractura
dúctil, la cual requiere de una deformación plástica antes de la fractura y la fractura frágil,
la cual no requiere de deformación plástica previa a la separación final. [18]
Las figuras 36 y 37 muestran el aspecto microscópico de la superficie de fractura en la cual
se observa un relieve poco rugoso, con agrietamiento secundario y productos de corrosión.
La presencia de productos de corrosión dificultó la identificación a altos aumentos, que
permitiera la identificación de detalles finos de la fractura. Sin embargo, por las
características generales de la fractura se puede afirmar que corresponde a una fractura en
un solo evento y con asistencia de ambiente corrosivo. [19]
Superficie de fractura de
la grieta principal
Fractura final hecha en
laboratorio
a)
b)
Figura 36.- Superficie de fractura de la grieta principal, vista en el microscopio electrónico
de barrido (MEB), con la técnica de electrones secundarios.
a) Vista general y b) Detalle MEB
a)
b)
Figura 37.- Superficie de fractura, MEB, técnica de electrones secundarios.
En el análisis de estabilidad de grieta por mecánica de fractura, se utilizó el software
“Fracture Graphic2” en base del criterio de dos parámetros, el resultado se presenta como
un punto en el diagrama de análisis de fractura (FAD), si el punto de evaluación cae dentro
de los limites definidos por los ejes y la curva limite del FAD, el defecto no puede causar la
ruptura de componente a la presión de trabajo.
Se realizó bajo las siguientes condiciones:
Longitud del defecto principal de 14” con una profundidad de 0.870” que
corresponden al defecto mayor de placa.
Dimensiones del generador de vapor: Diámetro exterior de 66” y espesor de 0.875”.
Propiedades del material: Ys = 38 ksi, UTS = 80 ksi
Temperatura de trabajo: T = 536 °F
Esfuerzo primario inferido de la presión interna: P = 300 psi
Tenacidad a la fractura: Se estimaron valores de Kc = 100 ksi plg ~ 550 ksi plg.
Se utilizó el sistema ingles de unidades, en base al criterio de dos parámetros y de acuerdo
con lo recomendado con la practica API RP 579 nivel 2.
La geometría del equipo fue alimentada en el paquete como: un cilindro con grieta interna
axial semi-elíptica conectada a la superficie localizada en la zona afectada por calor, la
condición de la soldadura es sin relevado de esfuerzos y con una grieta paralela al eje de
soldadura.
Con el análisis de estabilidad de grieta se calcularon los esfuerzos a los que estaba siendo
sometido el generador de vapor FA-509, se determinó si los defectos contenidos son
estables o inestables, ya que los defectos inestables pueden tener como consecuencia
problemas catastróficos.
La grieta generada durante la soldadura y que fue previa a la fuga, fue una grieta
semicircular de tamaño 2c = a = 0.870” en una zona de material con una Kc = 100 ksi plg.
Todo el crecimiento abriendo (2c = 14”) pudo deberse a la conexión con otras grietas o al
crecimiento sub-criticó producido después de que la grieta inicial traspaso el espesor.
Las graficas del diagrama de análisis de fractura (DAF), demuestran que la fractura del
generador de vapor tuvo un comportamiento frágil.
ANÁLISIS DE RESULTADOS.
Los resultados del estudio metalográfico y de las pruebas mecánicas realizadas a la placa
perteneciente al cuerpo del generador de vapor que presentó fuga a través de una grieta,
indicaron que el material corresponde a un acero tipo ASTM A516 grado 70, que cumple
con las especificaciones de composición química, microestructura y propiedades mecánicas
para este tipo de componente.
No se encontraron defectos o anomalías pre-existentes en el material base que pudieran
relacionarse con la falla. Debido a que la mayor parte del material de la soldadura fue
removido por el usuario durante el corte de la placa, no se pudieron determinar las
características metalúrgicas de la soldadura. Sin embargo, en las zonas donde aún estaba
presente la soldadura se encontraron evidencias de penetración inadecuada, microestructura
acicular y altos valores de dureza que indican que la soldadura se enfrió rápidamente
durante su aplicación.
La microestructura observada en el sitio donde se identificó el origen de la grieta y en la
zona afectada por calor es del tipo acicular, la cual tiene un comportamiento frágil, además
de ser susceptible a la fractura por absorción de hidrógeno y al agrietamiento asistido por
esfuerzos siendo el origen probable de los esfuerzos, las tensiones residuales en el
componente. La superficie de fractura contiene facetas y chevrones que permiten
identificarla como una fractura semi-frágil. La uniformidad en textura y apariencia general
de las superficies de fractura permiten afirmar que ésta fue producida en un solo evento en
prácticamente todo el espesor, dejando solo un pequeño ligamento, que se propagó durante
el servicio, posiblemente por la acción de los esfuerzos fluctuantes en el cuerpo del tanque
y en la punta de la grieta, además de que posiblemente hubo asistencia del ambiente. Este
tipo de fracturas puede formarse inicialmente durante la soldadura, por efecto de esfuerzos
residuales en el cuerpo del generador de vapor.
El antecedente de las cuatro fracturas ocurridas en diferentes soldaduras de este equipo en
el pasado, son una indicación de la existencia de altos esfuerzos residuales o de un
inadecuado procedimiento de soldadura, que pueden provocar el fenómeno conocido como
fractura retardada, que es causada por la absorción de hidrogeno durante el proceso de
soldadura y que como su nombre lo indica, la fractura ocurre horas o días después de
aplicada la soldadura, llegando incluso a soportar la prueba hidrostática antes de
presentarse. [19]
De acuerdo con las características anteriores, se propone que la secuencia de la falla fue:
ETAPA I. Agrietamiento parcial de la pared del recipiente, durante la soldadura de la
mampara con el cuerpo del recipiente: por efecto de esfuerzos residuales o
fractura retardada (delayed fracture) se formo una grieta, que quedo contenida
en el espesor pero conectada a la superficie interna.
ETAPA II. Propagación de la grieta en el espesor remanente (ligamento), por efecto de las
cargas de servicio y el ambiente en el interior del generador de vapor, hasta
traspasar el espesor y producir la fuga.
La fractura retardada mas probablemente fue provocada por un deficiente proceso de
soldadura, especialmente en la selección y manejo de electrodos (se debe usar electrodo de
bajo Hidrogeno y evitar que absorba humedad antes de aplicarse), la velocidad de
depositación y condiciones de amperaje y voltaje incorrectos o sin control: mientras que los
esfuerzos residuales usualmente son introducidos desde fabricación, que implica el rolado
en frío, y por un diseño de pases de soldadura incorrecto.
Los resultados obtenidos del análisis de estabilidad de grietas por mecánica de fractura de
acuerdo con el diagrama de análisis de fractura (DAF) establecido en el API RP 579 nivel
2, aportaron lo siguiente: se evaluó la estabilidad de la grieta del generador de vapor
conteniendo una grieta de 14” de longitud y una profundidad de 0.870” para una tenacidad
a la fractura de 100 ksi plg. El resultado mostró que el punto de evaluación se situó e la
coordenada Kr, Sr muy por encima del limite de falla como muestra la figura 38.
Figura 38.- DAF de una grieta interna de 14” de largo y 0.870” de profundidad situada en la
ZAC del tanque, la tenacidad a la fractura es Kc = 100 ksi plg.
Figura 39.- DAF para una grieta en el recipiente bajo los siguientes condiciones:
Kc = 300 ksi plg, 2c = 14” y a = 0.870”.
Es obvio que las condiciones de las figuras anteriores no son realistas, pues el recipiente no
explotó. Es posible que con la temperatura de trabajo el material fuera muy dúctil, por lo
que se realizó una estimación del valor de tenacidad a la fractura que permitiera que la
grieta traspasara el espesor, sin que produjera un reventamiento. Se determino un valor de
Kc = 550 ksi plg el cual que cumple esta condición; sin embargo, es demasiado alto para
un material de acero al carbono.
Figura 40.- DAF para condiciones de estabilidad limite de una grieta de tamaño 2c = 14” y
a = 0.870”. El Kc necesario para cumplir esta condición es de 550 ksi plg.
Como los cálculos anteriores son poco realistas, se estimo entonces el tamaño que debería
tener una grieta de forma semi-circular para lograr la estabilidad con un valor de Kc = 100
ksi plg como muestra la figura 41.
Figura 41.- Superficie de propagación de la grieta.
El resultado fue que una grieta semicircular de tamaño 2c = a = 0.870” seria estable, como
muestra la figura 42.
Figura 42.- Condiciones de estabilidad de la grieta del generador de vapor.
CONCLUSIONES
1. La falla del generador de vapor FA-509 consistió en el agrietamiento de la zona
afectada por calor y el metal depositado de una soldadura que se aplicó como parte
de una reparación previa. De acuerdo con el análisis de estabilidad de la grieta,
realizado por el criterio de dos parámetros de la mecánica de fractura; se concluye
que el agrietamiento ocurrió en dos etapas: un agrietamiento inicial, con grieta no
pasante conectada a la superficie interna de forma semi-circular, producida
posiblemente por el fenómeno de fractura retardada (del idioma ingles “delayed
fracture”) y un crecimiento en forma lenta o sub-crítica, posiblemente por fractura
asistida por el ambiente, que fue la que provocó que la grieta traspasara el espesor y
causara la fuga.
2. La causa raíz de la falla, de acuerdo con la evidencia fractográfica y metalográfica
encontrada, fue un procedimiento de soldadura incorrecto, en el cual, al parecer no
se aplicó precalentamiento y el enfriamiento fue excesivamente rápido. Esto dio
origen a una microestructura acicular, de alta dureza y baja ductilidad en la zona
afectada por calor, que bajo la acción de esfuerzos residuales presentó el fenómeno
de fractura retardada.
3. Para prevenir este tipo de fallas; se recomienda que toda la reparación por soldadura
para este tipo de componentes siga los lineamientos de un procedimiento que
incluya: precalentamiento y post-tratamiento de relevado de esfuerzos, además de
realizar inspecciones periódicas con técnicas de ensayos no destructivos como el
ultrasonido industrial de haz angular para detectar grietas o pequeñas
discontinuidades. Esta inspección puede hacerse sin la necesidad de parar plantas o
equipos.
4. En este trabajo se demuestra que combinando las metodologías del examen
metalográfico, pruebas mecánicas y estudio fractográfico, con el análisis de
mecánica de la fractura se puede conocer la causa raíz de fallas, que en el ambiente
industrial no tiene una causa aparente.
REFERENCIAS BIBLIOGRAFICAS
1. Sydney H. Avner. Introducción a la Metalurgia Física. Segunda Edición. Mc Graw
Hill. México. 1988.
2. González Velázquez Jorge Luis. Fractografia y Análisis de Fallas. México. 2005.
3. González Velázquez Jorge Luis. Mecánica de la Fractura. Segunda Edición.
Limusa. México. 2004.
4. Askeland Donald R. La Ciencia e Ingeniería de los Materiales. Grupo Editorial
Iberoamericana. México. 1985.
5. API RP 579. Purchasers of API Recommended Practice 579, Fitness for Service,
Primera Edición. USA. 2000.
6. Eugene F. Megyesy. Manual de Recipientes a Presión “Diseño y Cálculo”. Sexta
Reimpresión. Limusa. México. 2000.
7. Norma ASTM A 516/A 516M. Specification for Pressure Vessel Plates Carbon Steel
for Moderate and Lower Temperature Service. Edición 2002
8. http://www.imp.mx/petroleo.
9. Norma ASTM A20/A 20 M. Specification for General Requirements for Steel Plates
for Pressure Vessels. Edición 2001.
10. www.caltech.es/index.html?recips.html
11. Metals Handbook Volume 10 “Failure Analysis and Prevention” Octava Edición.
USA. Pag. 558-570.
12. Norma ASTM E 45. Standard Test Methods for Determining the Inclusion
Content of Steel. Edición 2002.
13. Norma ASTM E 112. Standard Test Methods for Determining Average Grain
Size. Edición 1996.
14. Norma ASTM E 1122. Standard Practice for Obtaining JK Inclusion Ratings
Using Automatic Image Analysis. Edición 2002.
15. Norma Oficial Mexicana NMX-B-308. Métodos para la Determinación del
Contenido de Inclusiones en Acero. Edición 1987.
16. Norma ASTM E 18. Standard Test Methods for Rockwell Hardness and Rockwell
Superficial Hardness of Metallic Materials. Edición 2000.
17. Norma ASTM E 140. Standard Hardness Conversion Tables for Metals. Edición
1997.
18. González Velázquez Jorge Luis. Metalurgia Mecánica. Primera Reimpresión.
Limusa. México. 2003.
19. Procedimiento Para Análisis de Fallas del Grupo de Análisis de Integridad de
Ductos.
Anexo a:
Memoria de cálculo
del equipo FA-509
SADDLE REACTIONS
TOTAL WT OF VESSEL (FULL H2O) = 47100 LBS
DESING LOAD / SADDLE = 23550LBS = Q
RADIUS OF SHELL = R = 33.875 “
SHELL STRESS = 17500 psi = S (MTL SA – 516 – 70)
Ts = t – CA = .875 - .125 = .75”
Th = t – CA = .75”
TAN TO TAN = L = 204”
TAN TO £ SADDLE = A = 24” > R/2 = 33/2 = 16.5
H = 16.5”
b = 12
θ = 2 (58.9) SAY 120º
LONGITUDINAL BENDING @ SADDLES
StRK
L
HAL
HR
L
A
QA
S2
1
22
13
41
21
1
0894.0204)24)(2(
5.16875.33
2
2222
AL
HR
9717.00894.0204
241
1078.1)204)(3(
)5.16)(4(1
3
41
L
H
519588)9193)(.24)(23550(1078.1
0894.01QA
313.28875.)875.33)(335(. 22tKR
psiS 1802313.288
5195881
@ MID SPAN
StR
L
A
L
HL
HR
QL
S2
2
22
1
4
3
41
21
4
042.0204
5.16875.3322
2
22
2
22
L
HR
1078.13
41
L
H
psiS 209)75.0)(875.33)((
4706.09406.04
)204)(23550(
21
STRESS DUE TO PRESS:
psit
PRSP 8808
)75.0(2
)875.33)(390(
2
MAX BENDING STRESS @ SADDLES:
psi1061088081802
STRESS ALLOW:
allowSpsi175001)17500(
alP SSS1
TANGENCIAL SHEAR
WHERE A>R/2 OUT STIFFENER
IN SHELL.
HL
AL
Rt
QKS
S 3
222
psiS 74922204
48204
)75.0)(875.33(
)23550)(171.1(2
CIRCUNFERENCIAL STRESS
L = 204” < 8R = 271”
@ HORN OF SADDLE
SSSLt
QRK
Rtbt
QS 6
4
12
)56.1(4
863.19)75.0)(875.33(56.11256.1 SRtb
7085.0875.33
24
R
A
03.06K
1877)75.0)(204(
)875.33)(23550)(03.0)(12())(12( 6
SLt
QRK
psiS 14821877863.19)75.0)(4(
235504
@ BOTT OF SHELL
psiRtbt
QKS
SS
1201)863.19)(75.0(
)23550)(760.0(
)56.1(
75
Anexo b:
Dibujos y planos del
equipo FA-509
Glosario
Acero calmado (killed): Es un acero desoxidado con aluminio o por el tratamiento de
vacío para reducir el volumen de oxígeno a un nivel semejante, ya que ninguna reacción
ocurre entre el carbono y oxigeno durante la solidificación.
API: American Petroleum Institute
ASTM: American Society for Testings and Materials
ASME: American Society of Mechanical Engineers
Austenita: Solución sólida de uno o mas elementos en hierro cúbico centrado en la cara.
En general, se supone que el carbono es el soluble.
Catalizador: Sustancia que ayuda o promueve una reacción química sin formar parte del
producto final. Hace que la reacción tenga lugar más rápidamente o a menor temperatura, y
permanece sin cambio al final de la reacción.
Cementita: Compuesto de hierro y carbono conocido químicamente como carburo de
hierro, con la formula química aproximada Fe3C. Se caracteriza por una estructura
cristalina ortorrómbica.
Corrosión: Deterioración de un metal mediante reacción química o electroquímica con su
ambiente.
Cracking: Rompimiento o descomposición de hidrocarburos de elevado peso molecular.
Existen dos tipos de cracking, el térmico y el catalítico, el primero se realiza mediante la
aplicación de calor y alta presión; el segundo mediante la combinación de calor y un
catalizador.
Destilación: (destilación fraccionada), un proceso basado en la diferencia de puntos de
ebullición de los líquidos en la mezcla de la que van a separarse. Mediante vaporización y
condensación sucesiva del aceite crudo en una columna de fraccionamiento, se separan los
productos ligeros dejando un residuo de aceite combustible o bitumen. La destilación se
lleva a cabo en forma tal que se evite cualquier desintegración. Es el proceso básico que
tiene lugar en una refinería.
Destilación a presión reducida: Consiste en disminuir la presión a la que esta sometido el
liquido a destilar (la presión normal es 760 milímetros de mercurio, la presión a la que se
somete es de 40 milímetros de mercurio aproximadamente), de esta manera, su punto de
ebullición también disminuye, y al destilar el material no se pierde por evaporación.
Destilación fraccionada: Procedimiento de separación de los componentes líquidos de una
disolución que se basa en la diferencia en sus puntos de ebullición.
Elongación: En una prueba ténsil, de incremento en la longitud calibrada de la muestra,
medida después de la fractura de la muestra en algún punto dentro de la longitud calibrada
de la muestra, generalmente expresada como porcentaje de la longitud original de la
muestra.
Esfuerzo: Fuerza por unidad de área, a menudo pensada como la fuerza que actúa en una
pequeña área dentro de un plano. Puede dividirse en componentes, normal y paralela al
plano, llamadas esfuerzo normal y esfuerzo cortante, respectivamente.
Falla: Es el hecho de que un artículo de interés no pueda ser utilizado.
Ferrita: Solución sólida de uno o mas elementos en hierro cúbico centrado en el cuerpo
(BCC). A menos que se designe lo contrario, en general se supone que el soluble es el
carbono. En algunos diagramas de equilibrio hay dos regiones ferriticas, separadas por un
área austenitica. El área inferior es ferrita alfa, en tanto que la superior es ferrita delta. Si no
hay designación, se supone que es ferrita alfa.
Pura – Ferrita que está estructuralmente separada y distinguible, como la que puede tener
lugar sin la formación simultanea de carburo cuando se enfría austenita hipoeutectoide
dentro del intervalo de temperatura crítico. También ferrita proeutectoide.
Fractura: Es la separación o fragmentación de un solidó bajo la acción de un esfuerzo y
con la formación de nuevas superficies, la fractura se considera como la culminación del
proceso esfuerzo-deformación y transcurre en tres etapas;
1.- Iniciación o nucleación de grietas.
2.- Propagación de grietas.
3.- Separación final.
Fractura dúctil: Es la fractura que requiere de deformación plástica previa a la separación
final.
Fractura frágil: Es aquella que no requiere de deformación plástica previa a la separación
final.
Hidrodesulfuración (HDS): Proceso para remover azufre de las moléculas, utilizando
hidrógeno bajo presión y un catalizador.
Isotropía: Calidad de tener propiedades idénticas en todas direcciones.
Mecánica de fractura: Es la disciplina de la ingeniería, que provee las bases y la
metodología para el diseño y la evaluación de componentes agrietados.
Normalización: Calentar una aleación ferrosa a una temperatura apropiada por arriba del
intervalo de transformación y luego enfriar en aire a una temperatura sustancialmente
interior al intervalo de transformación.
Perlita: Agregado laminar de ferrita y cementita que a menudo se presenta en acero y/o
hierro fundido.
Reforming: La reformación de moléculas que se encuentran en formas lineales a
ramificadas y cíclicas.
Tratamiento térmico: Serie de operaciones de Calentamiento y enfriamiento de un metal o
aleación sólida en tal forma que se obtengan las condiciones o propiedades deseadas.