FACULTAD DE INGENIERIADepartamento de Ingeniería Mecánica

Unidad de Educación Continuada

UNIVERSIDAD

NACIONALDE COLOMBIA___________________________________________

Sede Bogotá

HECTOR HERNANDEZ A.

COSTOS.COSTOS.

TIPOS DE CALDERAS.TIPOS DE CALDERAS.

ANTECEDENTES.ANTECEDENTES.

EXAMEN VISUALEXAMEN VISUAL

FALLAS: - Errores de Diseño.FALLAS: - Errores de Diseño. - Defectos en la Fabricación.- Defectos en la Fabricación. - Materiales No Adecuados.- Materiales No Adecuados. - Operaciones Inapropiadas.- Operaciones Inapropiadas.

En una caldera, se transfiere la energía térmica de un combustible al agua a través de la pared deun 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) ∆Τ = diferencia de temperatura que conduce el flujo de calor (F) ΣR = 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:

∑R

∆T=Ao

Q

R23

R12

R34

R45

AguaGases de combustión

Donde ho = 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.

or = radio exteriori r = radio interior del tubo mk = conductividad térmica del acero del tubo sk = 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 transferencia de calor hs lo cual conduce en un aumento ligero de la temperatura del metal del tubo.

ohR

112

=Lado de gases:

m

ioo

k

rrLnrR

)/(23 =

Pared de tubo:

s

sio

k

rrLnrR

)/(34 =Depósito en pared interna:

ss

o

hr

rR =45

Lado de vapor:

FALLAS POR TEMPERATURA.FALLAS POR TEMPERATURA.

FALLAS POR ESFUERZOS.FALLAS POR ESFUERZOS.

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.

Depósito

Gases de combustión

Gases de combustión

Met

al

de

tubo

Met

al d

e tu

boVapor Vapor

(b)(a)

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.ft2

Q/A=20000

Espesor de depósito interno, pulgadas

Aum

ento

de

tem

pera

tura

, °F

Especificación

ASME Temperatura de

ensayo °F (°C)

Resistencia a fluencia psi

Resistencia a tensión

psi

Alargamiento en 2 pulgadas

% SA-192 300 (149) 28000 59000 27

500 (260) 23500 59500 25 700 (371) 20000 52600 33 900 (482) 16000 41000 42 1100 (593) 11200 20000 55 1300 (704) 5600 9900 72 1500 (816) 5600 90

SA-209-T1 80 (27) 40000 66200 39 300 (149) 34900 69000 30 500 (260) 30700 70500 27 700 (371) 27600 69500 26 900 (482) 25400 59000 38 1100 (593) 22000 38000 45 1300 (704) 9400 18000 62

SA-213-T11 80 (27) 35500 72000 38 300 (149) 31700 71000 31 500 (260) 30400 70000 28 700 (371) 29200 68000 30 900 (482) 27200 64000 29 1100 (593) 22200 44000 34 1300 (704) 11000 18000 54

SA-213-T22 80 (27) 39500 72000 33 300 (149) 35800 70000 26 500 (260) 34500 67000 21 700 (371) 34000 64200 20 900 (482) 28000 60000 22 1100 (593) 16000 41000 35 1300 (704) 22000 60

✲ U. S. Steel Corp., Steels for Elevated Temperature Service, 1972.

Grietas y rotura longitudinal en tubo de sobrecalentador

WWDP

S2

)( −=Donde S = esfuerzo circunferencial, psi

P = presión interna, psi

D = diámetro exterior, pulgadas

W = espesor, pulgadas

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)

0 50 100

Porcentaje de vapor

AguaVapor recalentado

Temperatura del fluido

Flujo de calor alto

Tem

pera

tura

Temperatura de metal de tubo

Flujo de calor moderado

Flujo de calor bajo

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.

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.

Depósito

Gases de combustión

Gases de combustión

Met

al

de

tubo

Met

al d

e tu

boVapor Vapor

(b)(a)

Deformación plástica del material a una temperatura elevada y con un esfuerzo menor que el correspondiente esfuerzo de fluencia (creep).

(a) (b)

Rotura de labio grueso

Daño microestructural por creep. (a) Vacios en límites de grano, (b) Agrietamiento intergranular, 500X.

(a)

(b)

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)

Sección longitudinal de un tubo de sobrecalentador (SA – 209 T). Las particulas de grafito formaron una linea (cadena de grafito)

debilitando el material.

100000

22 30 40 50

100

1000

10000

Esf

uerz

o. p

si

P=(T+460)(20+logt)x103

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.

WWDP

S2

)( −=

Donde S = esfuerzo circunferencial, psi

P = presión interna, psi

D = diámetro exterior, pulgadas

W = espesor, pulgadas

logt)460)(20(TP ++=

Donde: P = parámetro de Larson-Miller.

T = temperatura, °F

t = tiempo de rotura, h

( ) ( ) ( ) ( ) 1/.../...//21

=+++++nfifff tttttttt

Donde t y tf son respectivamente el tiempo de

operación y el tiempo de falla para una combinación específica de esfuerzo y temperatura, y (t/tf)i es la fracción de vida a la cual el tubo

soporta una determinada condición de esfuerzo y temperatura EJEMPLO 1 EJEMPLO 2

(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)

Erosión por gases de combustión. La reducción de espesor avanza a tal extremo que causa una perforación.

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.

Tubo erosionado por el vapor que se fugaba de un tubo adyacente. En la zona erosionada no existe la presencia de óxidos significativos.

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 Fe3O4, magnetita, de acuerdo con la reacción

química:2432 H4OFeOH4Fe3 +=+

1/2t kX =

Representación esquemática de desgaste contra temperatura.

Donde X es el espesor del óxido en milímetros.

Régimen de oxidación

Régimen de corrosión por ceniza líquida

Temperatura del metal del tubo, °F

Des

gast

e de

tubo

, pu

lgad

as

Región I Región II

( )( )[ ] 25,7log2046000022,0log −++= tTX

−+ +→ neMM n

Por ejemplo:

−− →++ OHeOOH 222

122

Reacción anódica (corrosión) :

−+ +→ e2FeFe 2

2He2H2 →+ −+

OHeHO 22 244 →++ −+

Reacciones catódicas o de reducción típicas:

Proceso de oxidación. (a) oxidación normal (b) Oxidación acelerada al agotarse el oxígeno.

(a) (b)

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)

(a) (b)

Picaduras localizadas por oxígeno. (a) Varias picaduras localizadas en un tubo en U. (b) Picadura profunda que perforo el tubo

Fatiga-corrosión. Los óxidos dentro de la grieta aceleran su crecimiento.

4H + Fe3 C CH4 + 3Fe

2HCl + Fe + + 2FeCl + 2H

322 234 OFeOFe →+

COFeSFeSOC 22 2 +→++

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

CURVA DE TERMOFLUENCIA (CREEP)CURVA DE TERMOFLUENCIA (CREEP)

CAUSAS DE FALLAS CAUSAS DE FALLAS (Riley Stoker Corp.)(Riley Stoker Corp.)

Mecánicas = 81%Mecánicas = 81% Corrosión = Corrosión = 19%19%

– 1. Temperatura elevada por un tiempo corto1. Temperatura elevada por un tiempo corto– 2. Temperatura alta por tiempo prolongado 2. Temperatura alta por tiempo prolongado

(termofluencia)(termofluencia)– 3. Fatiga térmica, corrosión fatiga3. Fatiga térmica, corrosión fatiga– 4. Corrosión por ceniza4. Corrosión por ceniza– 5. Daño por hidrógeno5. Daño por hidrógeno– 6. Erosión6. Erosión– 7. Picado por oxígeno7. Picado por oxígeno– 8. Agrietamiento por corrosión – esfuerzo8. Agrietamiento por corrosión – esfuerzo– 9. Falla en soldadura9. Falla en soldadura– 10. Ataque cáustico10. Ataque cáustico

ESFUERZO ADMISIBLE DE DISEÑO (ASME)ESFUERZO ADMISIBLE DE DISEÑO (ASME)

1. Un cuarto de la resistencia a tensión a 1. Un cuarto de la resistencia a tensión a temperatura ambiente.temperatura ambiente.

2. Un cuarto de la resistencia a tensión a 2. Un cuarto de la resistencia a tensión a temperatura elevadatemperatura elevada

3. Dos tercios de la resistencia a fluencia a 3. Dos tercios de la resistencia a fluencia a temperatura ambientetemperatura ambiente

4. Dos tercios de la resistencia a fluencia a 4. Dos tercios de la resistencia a fluencia a temperatura elevadatemperatura elevada

5. En el intervalo de termofluencia: (a) el 5. En el intervalo de termofluencia: (a) el esfuerzo que causa un 1% de deformación en esfuerzo que causa un 1% de deformación en 100 000 h, o (b) los dos tercios del esfuerzo que 100 000 h, o (b) los dos tercios del esfuerzo que produce la rotura en 100 000 h produce la rotura en 100 000 h

MECANISMOS DE FALLAMECANISMOS DE FALLA (Electric Power Research Institute)(Electric Power Research Institute)

1. Degradación de la microestructura (cambios de 1. Degradación de la microestructura (cambios de microestructura preceden a fallas por microestructura preceden a fallas por termofluencia)termofluencia)

2. Desgaste de metal por oxidación, corrosión, y 2. Desgaste de metal por oxidación, corrosión, y erosiónerosión

3. Fallas en soldaduras 3. Fallas en soldaduras

4. Fatiga ( fatiga térmica, corrosión fatiga)4. Fatiga ( fatiga térmica, corrosión fatiga)

5. Errores humanos, mantenimiento pobre 5. Errores humanos, mantenimiento pobre

DESGASTE ADMISIBLE DE TUBOSDESGASTE ADMISIBLE DE TUBOS

Cuando ocurre desgaste se reduce el espesor y por lo tanto Cuando ocurre desgaste se reduce el espesor y por lo tanto aumenta el esfuerzo, dado queaumenta el esfuerzo, dado que

Donde Donde D D = diámetro exterior, = diámetro exterior, p p = presión, = presión, hh = espesor, = espesor, RRmm = = radio radio medio y medio y RRii = = radio interior radio interior

Suponiendo un desgaste por erosión en el lado de gases, y Suponiendo un desgaste por erosión en el lado de gases, y

considerando un esfuerzo máximo admisible, considerando un esfuerzo máximo admisible, SS = = SSU U / FS , / FS , de la de la ecuación anterior, el espesor mínimo admisible ( ecuación anterior, el espesor mínimo admisible ( hhminmin ) es ) es

Ejemplo: Ejemplo: DDexex = 2,75 in, = 2,75 in, hhoo = 0,29 in, = 0,29 in, SSuu = 60 000 psi , = 60 000 psi , FSFS = 2,5 = 2,5 y y

pp = 2600 psig = 2600 psig

( )h

hRp

h

Rp

h

hDpS im 2/

2

+==−=

2//min pFSS

Rph

u

i

−=

( )in 0,124

2600/260000/2,5

/20,29022,752600hmin =

−×−=

LÍMITES DE OXIDACIÓNLÍMITES DE OXIDACIÓN(Riley Stoker Corp.)(Riley Stoker Corp.)

816SA – 213 – 321H18 Cr – 10 Ni

579SA – 213 – T222 ¼ Cr – 1 Mo

552SA – 213- T111 ¼ Cr – ½ Mo

482SA – 209 – T1Acero carbono + ½ Mo

454SA – 178, SA – 210, SA – 192 Acero al carbono

TEMPERATURA(0C)

ESPECIFICACIÓN ASME TÍPICAMATERIAL (ACERO)

PROBLEMAS OPERACIONALES QUE CONTRIBUYEN PROBLEMAS OPERACIONALES QUE CONTRIBUYEN A FALLAS PREMATURAS DE TUBOS A FALLAS PREMATURAS DE TUBOS **

FUNCIONAMIENTO CON PEQUEÑAS FUGAS DE VAPOR O FUNCIONAMIENTO CON PEQUEÑAS FUGAS DE VAPOR O AGUA. Escape de vapor puede causar erosión de tubos AGUA. Escape de vapor puede causar erosión de tubos adyacentes lo cual puede conducir a una falla.adyacentes lo cual puede conducir a una falla.

CAMBIOS DE CARGA A UNA RATA MAYOR A LA CAMBIOS DE CARGA A UNA RATA MAYOR A LA ESPECIFICADA. Esto puede causar esfuerzos adicionales y ESPECIFICADA. Esto puede causar esfuerzos adicionales y fatiga térmica de algunos componentes.fatiga térmica de algunos componentes.

TRATAMIENTO DE AGUA DE MENOR CALIDAD A LA TRATAMIENTO DE AGUA DE MENOR CALIDAD A LA ESPECIFICADA.ESPECIFICADA.

OPERACIÓN CON UN NIVEL DE AGUA BAJOOPERACIÓN CON UN NIVEL DE AGUA BAJO

CAMBIO A UN COMBUSTIBLE FUERA DE ESPECIFICACIÓN CAMBIO A UN COMBUSTIBLE FUERA DE ESPECIFICACIÓN

**D. N. French, Metallurgical Failures in Fossil Fired BoilersD. N. French, Metallurgical Failures in Fossil Fired Boilers

FALLA POR EROSIÓN POR FUGA DE VAPOR FALLA POR EROSIÓN POR FUGA DE VAPOR EN TUBO ADYACENTEEN TUBO ADYACENTE

GRITAS DE FATIGA NUCLEADAS EN GRITAS DE FATIGA NUCLEADAS EN PICADURAS DE CORROSIÓNPICADURAS DE CORROSIÓN

TEORÍA DE EVALUACIÓN DE VIDA TEORÍA DE EVALUACIÓN DE VIDA RESIDUALRESIDUAL

( )h

hRS i 2/

p+=

( ) ( ) 25,7log2046000022,0log −++= tTX

Donde X el espesor del depósito interno (mils), T es la temperatura promedio de operación ( F̊), y t t el tiempo de operación ( h )

( )tTP log20 +=

El esfuerzo se calcula en el punto de menor espesor

ESTIMACIÓN DE LA TEMPERATURA MEDIA DE ESTIMACIÓN DE LA TEMPERATURA MEDIA DE OPERACIÓN EN UNA FALLA POR TERMOFLUENCIA OPERACIÓN EN UNA FALLA POR TERMOFLUENCIA

DE UN TUBO DE SOBRECALENTADORDE UN TUBO DE SOBRECALENTADOR

( ) 460log2000022,0

25,7log −+

−=t

XT

EJEMPLO. Estimar la temperatura media de falla de un tubo de sobrecalentador

Especificaciones del tubo: Acero SA-213 T22, Do = 2 in. , ho = 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 0F. Presión de operación 2600 psi.

Reemplazando valores correspondientes en la ecuación anterior, la temperatura media del proceso de falla es 1060 0F.

Nota. El esfuerzo inicial para el tubo nuevo es 6950 psi, y el esfuerzo justamente antes de la falla es 10500 psi.

FIN DE LA FIN DE LA PRESENTACIONPRESENTACION

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:

2497=t

Como se puede observar la vida estimada de servicio se reduce un 97.5%

2036500

10−

= 1560t

logt)460)(20(1100P ++== 36500

36500=P

log100000)460)(20(1000logt)460)(20(TP ++=++=

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

2

1

Condición

720125671100

43200116001000

tw (h)S (psi)T (°F)

Con este esfuerzo y la grafica para el acero SA-213 T-22 se calcula el parámetro de Larson-Miller (PLM) .

2

1

Condición

3660012567

3680011600

PLMS (psi)

1100

1000

T (°F)

2

1

Condición

289536600

16050036800

, (h)PLM

Luego teniendo en cuenta el parámetro de Larson-Miller (PLM) y la temperatura de operación se calcula el tiempode falla ( ), según la siguiente expresión:

logt)460)(20(TP ++=

ft

ft

0.25

0.27

tw /

720

43200

tw (h)

2

1

Condición

2895

160500

(h)

A continuación se calcula el porcentaje de desgaste teniendo en cuenta el tiempo de operación a cada una de las condiciones:

ftft

La vida residual de la tubería, funcionando nuevamente a la condición 1 es:

1321

=+( )/ fttw ( )/ fttw ( )/ fttw+

( ) ( ) 125.027.0321=+ +( )/ fttw

( )/ fttw 52.03

=

tw )160500(*52.0*52.0 ht f ==

= h83460tw

Composición química, % (mín. -max.) Especificación ASME

Resistencia a tensión mín.

ksi

Resistencia a fluencia mín.

ksi Carbono Manganeso Silicio Niquel 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

(482) 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, Sección I.