Análisis de Falla de un Generador de Vapor

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

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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]



Fósforo máximo 0.035 0.035 0.035 0.035

Azufre máximo 0.035 0.035 0.035 0.035

Silicio



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.

Análisis de Falla de un Generador de Vapor

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