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Analisis De Fallas Metalurgicas En Calderas
1. FACULTAD DE INGENIERIA Departamento de Ingeniería Mecánica Unidad de Educación Continuada UNIVERSIDAD NACIONAL DE COLOMBIA ___________________________________________ Sede Bogotá HECTOR HERNANDEZ A. ANALISIS DE FALLAS METALURGICAS EN CALDERAS
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3. En una caldera , se transfiere la energía térmica de un combustible al agua a través de la pared de un tubo de acero para generar vapor o vapor sobrecalentado. La transferencia de calor en estado estacionario se puede expresar como: Donde : Q/A = flujo de calor por unidad de área exterior (BTU/h ) = diferencia de temperatura que conduce el flujo de calor (F) R = Suma de las resistencias al flujo de calor La resistencia térmica individual desde los gases de combustión al vapor, para un sobrecalentador o recalentador son dadas por: CONSIDERACIONES DE TRANSFERENCIA DE CALOR Agua Gases de combustión R T A o Q R 23 R 12 R 34 R 45
4. Lado de gases: Pared de tubo: Depósito en pared interna: Lado de vapor: CONSIDERACIONES DE TRANSFERENCIA DE CALOR Donde h o = coeficie nte de transferencia de calor en el lado de gases. Este coeficiente incluye la transferencia de calor por convección, por radiación y efecto de depósitos en el lado de gases como óxido y ceniza. o r = radio exterior i r = radio interior del tubo m k = cond uctividad térmica del acero del tubo s k = conductividad térmica del depósito en el lado del vapor h s = coeficiente de transferencia de calor en el lado de vapor Si disminuye la rata de flujo en el lado de vapor también disminuye el coeficiente de transf erencia de calor h s lo cual conduce en un aumento ligero de la temperatura del metal del tubo. o h R 1 12 m i o o k r r Ln r R ) / ( 23 s s i o k r r Ln r R ) / ( 34 s s o h r r R 45
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6. Representación esquemática del perfil de temperatura. (a) sin depósito (b) con depósito de óxido en la pared interior de tubo. Los depósitos en la pared interior de un tubo tienen como consecuencia un aumento de la temperatura del metal. FALLAS MECÁNICAS Depósito Gases de combustión Gases de combustión Metal de tubo Metal de tubo Vapor Vapor (b) (a)
7. FALLAS MECÁNICAS Aumento de temperatura del metal contra espesor de depósito en lado de agua de tubos. 100 300 0,005 0,015 0,025 Q/A=100000 Btu /hr.ft 2 Q/A=20000 Espesor de depósito interno, pulgadas Aumento de temperatura, F
10. Donde S = esfuerzo circunferencial, psi P = presión interna, psi D = diámetro exterior, pulgadas W = espesor, pulgadas FALLAS MECÁNICAS
11. Falla de Labio Delgado FALLAS MECÁNICAS Expansión y rotura de labio delgado. (a) Adelgazamiento del espesor de pared en un de sus extremos. (b) Rotura en forma de boca de pescado, con un intenso flujo plástico y bordes delgados. (a) (b)
12. Variación de la temperatura del fluido y de la temperatura del metal del tubo cuando se calienta agua a través del punto de ebullición, con flujo de calor bajo, moderado y alto. FALLAS MECÁNICAS Falla de Labio Delgado 0 50 100 Porcentaje de vapor Agua Vapor recalentado Temperatura del fluido Flujo de calor alto Temperatura Temperatura de metal de tubo Flujo de calor moderado Flujo de calor bajo
13. Representación esquemática del perfil de temperatura. (a) sin depósito (b) con depósito de óxido en la pared interior de tubo. Los depósitos en la pared interior de un tubo tienen como consecuencia un aumento de la temperatura del metal. FALLAS MECÁNICAS Termofluencia (Creep) Depósito Gases de combustión Gases de combustión Metal de tubo Metal de tubo Vapor Vapor (b) (a)
14. FALLAS MECÁNICAS Deformación plástica del material a una temperatura elevada y con un esfuerzo menor que el correspondiente esfuerzo de fluencia (creep). (a) (b) Termofluencia (Creep)
16. FALLAS MECÁNICAS Daño microestructural por creep. (a) Vacios en límites de grano, (b) Agrietamiento intergranular, 500X. Termofluencia (Creep) (a) (b)
17. FALLAS MECÁNICAS Termofluencia (Creep) Daño microestructural por creep. (a) 200X, (b) 500X. Se observa una matriz ferritica con distribución de perlita tipo globular y precipitación de carburos hacia los límites de grano. (a) (b)
18. Sección longitudinal de un tubo de sobrecalentador (SA – 209 T). Las particulas de grafito formaron una linea (cadena de grafito) debilitando el material. FALLAS MECÁNICAS Termofluencia (Creep)
19. Parámetro de Larson-Miller para acero SA-213 T-22. Conociendo dos de los tres factores que afectan la rotura por creep se puede estimar el tercer factor. Donde S = esfuerzo circunferencial, psi P = presión interna, psi D = diámetro exterior, pulgadas W = espesor, pulgadas Donde: P = parámetro de Larson-Miller. T = temperatura, F t = tiempo de rotura, h Donde t y t f son respectivamente el tiempo de operación y el tiempo de falla para una combinación específica de esfuerzo y temperatura, y ( t/t f ) i es la fracción de vida a la cual el tubo soporta una determinada condición de esfuerzo y temperatura FALLAS MECÁNICAS Termofluencia (Creep) EJEMPLO 1 EJEMPLO 2 100000 22 30 40 50 100 1000 10000 Esfuerzo. psi P=(T+460)(20+logt)x10 3
20. (a) Grafitización en aceros al carbono en tubo de caldera. (a) microestructura original, mezcla de ferrita y perlita. (b) Microestructura de grafitización, ferrita y grafito, 500X (b) Grafitización
21. EROSION Erosión por gases de combustión. La reducción de espesor avanza a tal extremo que causa una perforación.
22. EROSION Ondulaciones causadas por erosión sobre la superficie en contacto con los gases de combustión. Estas son paralelas entre si y perpendiculares a la dirección del flujo de los gases.
23. EROSION Tubo erosionado por el vapor que se fugaba de un tubo adyacente. En la zona erosionada no existe la presencia de óxidos significativos.
24. Reacciones en el lado de vapor La oxidación es parabólica con el tiempo; esto es, el espesor del depósito de óxido X es proporcional a la raíz cuadrada del tiempo t : El hierro reacciona con el vapor para formar el óxido de hierro Fe 3 O 4 , magnetita, de acuerdo con la reacción química: 2 4 3 2 H 4 O Fe O H 4 Fe 3 1/2 t k X
25. Reacciones en el lado de fuego Representación esquemática de desgaste contra temperatura. Donde X es el espesor del óxido en milímetros. Régime n de oxidación Régimen de corrosión por ceniza líquida Temperatura del metal del tubo, F Desgaste de tubo, pulgadas Región I Región II 25 , 7 log 20 460 00022 , 0 log t T X
26. DAÑO POR CORROSIÓN Principios básicos Por ejemplo: Reacción anódica (corrosión) : Reacciones catódicas o de reducción típicas:
27. DAÑO POR CORROSIÓN Principios básicos Proceso de oxidación. (a) oxidación normal (b) Oxidación acelerada al agotarse el oxígeno. (a) (b)
28. DAÑO POR CORROSIÓN Principios básicos Proceso de corrosión debido a aguas contaminadas. (a) oxidación normal (b) Corrosión acelerada al agotarse el oxígeno y al combinarse con los contaminantes del agua. (a) (b)
30. Ilustración de las formas de corrosión en calderas (a) (b) Picaduras localizadas por oxígeno. (a) Varias picaduras localizadas en un tubo en U. (b) Picadura profunda que perforo el tubo
31. Ilustración de las formas de corrosión en calderas Fatiga-corrosión. Los óxidos dentro de la grieta aceleran su crecimiento.
34. DEPOSITOS Depósitos en la superficie interior y exterior de tubo de caldera: Estos depósitos son frágiles y se desprenden con facilidad. Depósitos porosos pueden actuar como una trampa de impurezas corrosivas. DÉPOSITO METAL
40. LÍMITES DE OXIDACIÓN (Riley Stoker Corp.) 816 SA – 213 – 321H 18 Cr – 10 Ni 579 SA – 213 – T22 2 ¼ Cr – 1 Mo 552 SA – 213- T11 1 ¼ Cr – ½ Mo 482 SA – 209 – T1 Acero carbono + ½ Mo 454 SA – 178, SA – 210, SA – 192 Acero al carbono TEMPERATURA ( 0 C) ESPECIFICACIÓN ASME TÍPICA MATERIAL (ACERO)
45. TEORÍA DE EVALUACIÓN DE VIDA RESIDUAL Donde X el espesor del depósito interno (mils), T es la temperatura promedio de operación ( ˚ F), y t el tiempo de operación ( h ) El esfuerzo se calcula en el punto de menor espesor
46. ESTIMACIÓN DE LA TEMPERATURA MEDIA DE OPERACIÓN EN UNA FALLA POR TERMOFLUENCIA DE UN TUBO DE SOBRECALENTADOR EJEMPLO. Estimar la temperatura media de falla de un tubo de sobrecalentador Especificaciones del tubo: Acero SA-213 T22, D o = 2 in. , h o = 0,315 in. Tiempo de operación, t = 113 000 h , dimensiones en el área de falla, D = 2,085 in., h = 0,230 in. , Espesor de depósito en la superficie interior, X = 13,4 mils Temperatura de salida del vapor = 1005 0 F. Presión de operación 2600 psi. Reemplazando valores correspondientes en la ecuación anterior, la temperatura media del proceso de falla es 1060 0 F. Nota. El esfuerzo inicial para el tubo nuevo es 6950 psi, y el esfuerzo justamente antes de la falla es 10500 psi.
49. En un diseño se establece un tiempo de rotura por termofluencia (creep) de 100000 horas para una temperatura de 1000°F. Cuando se aumenta la temperatura de operación a 1100°F, manteniendo constante la presión, ¿cual es la vida estimada de servicio a estas nuevas condiciones? El parametro de Larson-Miller para las condiciones de diseño, suponiendo que el material es un acero SA-213 T-22: Para una temperatura de servicio de 1100°F se tiene que: Como se puede observar la vida estimada de servicio se reduce un 97.5% 20 36500 10 1560 t logt) 460)(20 (1100 P 36500 36500 P log100000) 460)(20 (1000 logt) 460)(20 (T P
50. TUBO DE UN SOBRECALENTADOR Material: SA-213 T-22. Diámetro exterior: 1.75” (44.45 mm). Espesor: 0.3” (7.62 mm). CONDICIONES DE OPERACIÓN Con este esfuerzo y la grafica para el acero SA-213 T-22 se calcula el p arámetro de Larson-Miller (PLM) . 2 1 Condición 720 12567 1100 43200 11600 1000 t w (h) S (psi) T (°F) 2 1 Condición 36600 12567 36800 11600 PLM S (psi)
51. Luego teniendo en cuenta el p arámetro de Larson-Miller (PLM) y la temperatura de operación se calcula el tiempode falla ( ), según la siguiente expresión: A continuación se calcula el porcentaje de desgaste teniendo en cuenta el tiempo de operación a cada una de las condiciones: 1100 1000 T (°F) 2 1 Condición 2895 36600 160500 36800 , (h) PLM f t f t 0.25 0.27 t w / 720 43200 t w (h) 2 1 Condición 2895 160500 (h)
52. La vida residual de la tubería, funcionando nuevamente a la condición 1 es: 1 3 2 1 / f t t w / f t t w / f t t w 1 25 . 0 27 . 0 3 2 1 / f t t w / f t t w 52 . 0 3 t w ) 160500 ( * 52 . 0 * 52 . 0 h t f h 83460 t w
53. Composición química, % (mín. - max.) Especificación ASME Resistencia a tensión mín. ksi Resistencia a fluencia mín. ksi Carbono Manganeso Silicio N iquel Cromo Molibdeno SA - 178A 0.06 - 0.18 0.27 - 0.63 SA - 192 47000 26000 0.06 - 0.18 0.27 - 0.63 0.25 SA - 210Al 60000 37000 0.27 0.93 0.10 SA - 178C 60000 37000 0.35 0.80 SA - 209 - T1 55000 30000 0.10 - 0.20 0.30 - 0.80 0.10 - 0.50 0.44 - 0.65 SA - 213 - T11 60000 30000 0.15 0.30 - 0.60 0.50 - 1.00 1.00 - 1.50 0.44 - 0.65 SA - 213 - T22 60000 30000 0.15 0.30 - 0.60 0.50 1.90 - 2.60 0.87 - 1.13 SA - 213 - TP304H 75000 30000 0.04 - 0.10 2.00 0.75 8.00 - 11.00 18.0 - 20.0 SA - 213 - TP316H 75000 30000 0.04 - 0.10 2.00 0.75 11.0 - 14.00 16.0 - 18.0 2.00 - 3.00 Temperatura máxima del metal, F ( C) Especificación ASME 400 (204) 500 (260) 600 (316) 700 (371) 800 (427) 900 (48 2) 1000 (538) 1100 (593) 1200 (649) SA - 178A 11800 11800 11800 11500 7700 SA - 192 11800 11800 11800 11500 9000 SA - 210 - Al 15000 15000 15000 14400 10800 SA - 178 - C 15000 15000 15000 14400 9200 SA - 209 - T1 13800 13800 13800 13800 13500 12700 SA - 213 - T11 15000 15000 15000 15000 14400 13600 6300 2800 SA - 213 - T22 15000 15000 15000 15000 15000 13100 7800 4200 SA - 213 - TP304H 13000 12200 11400 11100 10600 10200 9800 8900 6100 SA - 213 - TP316H 13400 12500 11800 11300 11000 10800 10600 10300 7400 Aceros típicos que se emplean en tubos de calderas ( ASTM Standards, Annual Book of ASTM, Part 1 ) Esfuerzos admisibles (psi) en aceros de tubos de calderas según código ASME, Sec c i ó n I.
![[object Object],[object Object],[object Object],[object Object],[object Object],[object Object],[object Object],[object Object],INTRODUCCIÓN](data:image/gif;base64,R0lGODlhAQABAIAAAAAAAP///yH5BAEAAAAALAAAAAABAAEAAAIBRAA7)