facultad de ingenieria mecanica centro de …

FACULTAD DE INGENIERIA MECANICA

CENTRO DE INVESTIGACIÓN DE

SOLDADURA.

TRABAJO DE DIPLOMA

Estudio de los mecanismos de transferencia de calor, presentes durante la soldadura, bajo

condiciones diversas de enfriamiento.

Autor: Elvys Valle Cabrera Tutores: M. Sc. Ing. Félix Ramos Morales. Lic. Fredys García González.

SANTA CLARA, 12 DE JULIO DE 2006

“AÑO DE LA REVOLUCION ENERGÉTICA EN CUBA”.

Índice

Índice

Resumen.

Índice

Introducción ------------------------------------------------------------------------------------- 1

Objetivo general --------------------------------------------------------------------------------- 3

Objetivos específicos --------------------------------------------------------------------------- 3

Tareas a desarrollar ----------------------------------------------------------------------------- 4

Capítulo I. Estado del Arte

1.1. La soldadura en nuestros días -------------------------------------------------------- 5

1.1.1. Soldadura de estructuras de acero.--------------------------------------------------- 5

1.1.2. Soldadura de tuberías para el transporte de gas y petróleo.----------------------- 7

1.1.3. Soldadura de embarcaciones. --------------------------------------------------------- 8

1.2 Soldabilidad de los materiales empleados en la fabricación de

estructuras, ductos y embarcaciones----------------------------------------------------------

12

1.2.1. Soldabilidad. Conceptos--------------------------------------------------------------- 12

1.2.2. Agrietamiento de las uniones soldadas.--------------------------------------------- 14

1.2.2.1.Agrietamiento en caliente. Método para determinar la susceptibilidad al

agrietamiento en caliente. ----------------------------------------------------------------------

14

1.2.2.2. Determinación de la susceptibilidad al agrietamiento en caliente de los

aceros para estructuras, tuberías y embarcaciones. -----------------------------------------

20

1.2.2.3. Agrietamiento en frío. ---------------------------------------------------------------- 21

1.2.2.4. Determinación de la susceptibilidad al agrietamiento en frío de los aceros

para estructuras, tuberías y embarcaciones. -------------------------------------------------

27

1.3. Aplicaciones donde las condiciones de disipación del calor son intensas.----- 29

1.3.1. Soldadura subacuática----------------------------------------------------------------- 29

1.3.2. Soldadura en servicio de tuberías para el transporte de gas y petróleo.--------- 32

Conclusiones parciales---------------------------------------------------------------- 38

Índice

Capítulo II. Modos de transferencia de calor

2.1. Transferencia de calor. Métodos de transferencia.--------------------------------- 39

2.1.1. Conducción.----------------------------------------------------------------------------- 39

2.1.2. Convección.----------------------------------------------------------------------------- 40

2.1.3. Radiación ------------------------------------------------------------------------------- 40

2.2. Ecuaciones generales------------------------------------------------------------------ 40

2.3. Transferencia de calor por convección.--------------------------------------------- 43

2.3.1. Convección a través de una tubería con un fluido en movimiento-------------- 44

2.3.2. Convección a través de una pared plana en contacto con un fluido

estático. ------------------------------------------------------------------------------------------

45

Coeficiente de película (h).----------------------------------------------------------- 45

2.3.3. Recomendaciones generales para la transferencia de calor por

convección. --------------------------------------------------------------------------------------

45

Conclusiones parciales----------------------------------------------------------------- 47

Capítulo 3. Modelos de elementos finitos con cargas térmicas.

3.1. El Cosmos DesignStar. Posibilidades para el desarrollo de análisis térmicos.- 48

3.2. Cálculo del coeficiente de transferencia de calor por convección en tuberías

que transportan petróleo. -----------------------------------------------------------------------

52

Conclusiones --------------------------------------------------------------------------- 55

Recomendaciones.-------------------------------------------------------------------- 56

Bibliografía.---------------------------------------------------------------------------- 57

Resumen

Resumen.

En el presente trabajo se analizan diferentes construcciones soldadas, los materiales

comúnmente empleados y su soldabilidad. Se establecen los mecanismos de transferencia

de calor predominantes para cada uno de los casos. Se calculan los coeficientes de

transferencia de calor para determinadas condiciones y se llevan a modelos de elementos

finitos con vistas a la simulación posterior de los problemas.

Summary.

At the present work are study various welding constructions, the materials that are

employ and their weldability. The work established the main heat transfer mechanics for

any of before mentioned case. There are calculated the main heat transfer mechanics for

the conditions that were selected and are extrapolated to finite elements models for the

simulation of results.

Objetivos

3

Objetivos

Podemos trazar en esta investigación los siguientes objetivos:

Objetivo general:

Calcular los coeficientes de transferencia de calor en piezas soldadas que se enfrían bajo

diversas condiciones.

Objetivos específicos:

1. Definir las diferentes condiciones en las que se puede ejecutar la soldadura,

acorde a los tipos de construcciones soldadas, los materiales empleados y su

soldabilidad.

2. Establecer los mecanismos de transferencia de calor predominantes para cada una

de las condiciones en que se ejecuta la soldadura.

3. Calcular los coeficientes de transferencia de calor para los mecanismos

predominantes para cada una de las condiciones en que se ejecuta la soldadura.

4. Establecer las condiciones de transferencia de calor calculadas, a modelos

desarrollados para el análisis con elementos finitos.

Tareas a desarrollar

4

Tareas a desarrollar:

1. Definición de los medios en que se puede desarrollar la soldadura.

2. Establecimiento de los mecanismos de termo transferencia predominantes para

cada uno de los medios en que se puede desarrollar la soldadura.

3. Cálculo de los coeficientes de transferencia de calor para los mecanismos

predominantes para cada una de las condiciones en que se ejecuta la soldadura.

4. Concepción y programación de los modelos de las condiciones de transferencia a

modelos desarrollados para el Análisis con Elementos Finitos.

Problema e hipótesis

2

Problema e hipótesis

En vistas de lo antes señalados es que el presente trabajo pretende dar respuesta al

siguiente problema: ¿Cómo influyen las condiciones en las que se realiza la soldadura,

sobre los mecanismos de transferencia de calor que se manifiestan y por tanto sobre las

tasas de transferencia del calor?

Ante la existencia del anterior problema, puede enunciarse la siguiente hipótesis: A partir

de la definición de los valores de los coeficientes de transferencia de calor, se pueden

crear modelos más precisos para ser usados en el Análisis con Elementos Finitos de

problemas de soldadura.

Introducción.

1

Introducción.

La soldadura es uno de los procesos tecnológicos más extendidos en la fabricación y

reparación de piezas y equipos. A través de este proceso se fabrican estructuras de todo

tipo, recipientes, medios de transporte, etc. En el caso particular de la reparación de

equipos de plantas industriales la soldadura juega un papel muy importante y en

ocasiones se realiza con la instalación en servicio, lo que le añade retos adicionales.

Durante la soldadura en servicio de instalaciones, se añade a: las dificultades que impone

la accesibilidad al sitio donde ha de realizarse la soldadura, a la composición del material

que va a ser soldado y su estado de daño producto de la influencia de mecanismos de

degradación; la influencia de las condiciones de servicio (presión, temperatura, flujos,

etc.) lo cual influye sobre el tensionamiento de los equipos, la tasa de disipación del

calor, etc.

Por un lado se sueldan elementos (bien sea durante la fabricación o la reparación) en las

que las condiciones de disipación del calor están gobernadas únicamente por los

espesores y tipos de materiales a soldar (estructuras, fabricación de tubos, recipientes, de

cascos de barcos en los astilleros, etc.) y por otro lado, casos en los que la disipación del

calor se ve influenciada por factores del servicio del equipo o instalación (soldadura

subacuática en ambiente húmedo de cascos de barcos, de tuberías, soldadura de

reparación en tuberías con un flujo circulando, soldadura de recipientes que contienen

fluidos, etc.).


5

Capítulo I. Estado del Arte.

1.1. La soldadura en nuestros días.

En nuestros días la soldadura es ampliamente empleada en trabajos de fabricación y

también de reparación de equipos. Múltiples ejemplos de estas aplicaciones pueden ser

nombrados:

1.1.1. Soldadura de estructuras de acero.

Las especificidades de la soldadura de estructuras de aceros se encuentran expuestas en el

Código AWS D1.1 “Structural Welding Code - Steel” [1]

Estas estructuras pueden ser construidas durante la fabricación de naves industriales, de

edificaciones, etc.

Los aceros comúnmente empleados para la fabricación de estas estructuras son aceros de

bajo contenido de carbono y baja aleación tales como: ASTM A 36, ASTM A 53 Grado

B, ASTM A 500 Grados A y B, etc. Estos materiales se caracterizan por poseer buena

soldabilidad tal y como se analiza más adelante.


6

Fig. 1.1. Estructuras de acero soldadas.

La composición química y las propiedades mecánicas de algunos de estos materiales se

presentan en las tablas 1.1 y 1.2.

Elemento C Cu Fe Mn P S Si

% 0.25 – 0.29 0.2 98 1.03 0.04

máx 0.05 máx 0.28

Tabla 1.1. Composición química del acero ASTM A 36.

Propiedades Mecánicas Magnitud Límite de resistencia (MPa) 400 – 550 Límite de fluencia (MPa) 250 Elongación relativa en el momento de la rotura (%) para probeta de 200 mm 20

Elongación relativa en el momento de la rotura (%) para probeta de 50 mm 23

Módulo de elasticidad (MPa) 2 x 105 Coeficiente de Poisson 0.26

Tabla 1.2. Propiedades mecánicas del acero ASTM A 36.


7

1.1.2. Soldadura de tuberías para el transporte de gas y petróleo.

Las especificaciones para la soldadura de tuberías para el transporte de gas y petróleo

están contenidas en la norma API 1104 “Welding of pipelines and related facilities” [2]

Fig. 1.2. Soldadura de reparación en una tubería. Los aceros empleados para las tuberías están contenidos dentro de la especificación API

5L “Specification for line pipe”. Estos materiales se caracterizan de modo general por:

a). El carbono equivalente máximo (CE IIW) es de 0.43% (CE PCM =0.25 %), excepto para

el grado X 80 o para tubos sin costura de más de 20.3 mm de espesor.

Además, existen limitaciones en el contenido de algunos elementos de aleación para el

acero de la tubería para el transporte de hidrocarburos amargos [3] (hidrocarburos que

contienen agua en fase líquida o vapor y Ácido Sulfhídrico (H2S)), tal que el carbono

equivalente (Ceq) final no sea mayor que 0.32 %; la causa de esta limitación puede


8

explicarse acorde a [4] ya que la presencia de impurezas, constituyentes de la aleación,

defectos, fases presentes, etc., presentes en muy pequeñas cantidades pueden tener una

notable influencia sobre la resistencia a la corrosión del material, según [5] en medios en

el rango ácido el hierro relativamente puro se corroe a una velocidad mucho menor que el

hierro y el acero con elementos residuales tales como C, N, S y P, aún más, en medios

ácidos la velocidad de corrosión se incrementa con el contenido de carbono y nitrógeno

en el acero. Sobre el tamaño de grano, según [3], se establece que no debe ser mayor que

tamaño de grano 10, acorde a [6] y en cuanto a la limpieza del metal se establecen

exigentes regulaciones en cuanto al nivel de acorde a [7] y [8]

Algunos de estos materiales listados bajo la API 5L son: X 56, X 60, X 70, X 120, etc. La

composición química y las propiedades mecánicas de algunos de estos materiales se

presentan en las tablas 1.3 y 1.4.

Elemento C Mn P S

% 0.26 máx

1.40 máx

0.03 máx

0.03 máx

Tabla 1.3. Composición química del acero API 5L X 60 [9].

Propiedades Mecánicas Magnitud

Límite de resistencia (MPa) 517 Límite de fluencia (MPa) 414

Tabla 1.4. Propiedades mecánicas del acero API 5L X 65. 1.1.3. Soldadura de embarcaciones.

Numerosas normas internacionales contienen especificaciones para la soldadura de

embarcaciones de acero (ver figura 1.3.), entre las más reconocidas tenemos: la Guide


9

for: Shipbuilding and Repair Quality Standard For Hull Structures During Construction,

1998, del American Bureau of Shipping [10]; el código AWS D 3.5 Guide for Steel Hull

Welding [11], etc.

Los aceros empleados en la fabricación de embarcaciones han pasado por su propio

proceso de evolución, tal es así que:

1. Hasta 1940, los aceros empleados en la fabricaciones navales poseían límite de

fluencia de aproximadamente 224 MPa (32 000 psi).

2. Entre 1940 y 1958, los aceros HTS, de aleación carbono – manganeso, con

aproximadamente 352 MPa (50 000 psi) fueron los más utilizados.

3. En 1958 se introduce el acero HY 80 (templado y revenido) para la fabricación de

cascos de submarinos, su límite de fluencia de 562 MPa (80 000 psi). Años más

tarde se introduce el HY 100 (templado y revenido) con aproximadamente 703

MPa (100 000 psi). Hoy en día son los más empleados en la fabricación de

submarinos (se emplea también el HY 130).

4. En contraposición a estos aceros templados y revenidos que basan su resistencia

en una estructura martensítica, aparecen los HSLA (alta resistencia, baja aleación)

los cuales poseen igual o mejor resistencia y tenacidad que los aceros HY. Estos

HSLA se logran con aceros muy limpios y la adición de pequeñas y seleccionadas

cantidades de elementos de aleación (0.15%). Son extremadamente soldables y no

es necesario el precalentamiento.


10

Fig. 1.3. Soldadura de fabricación de buque.

En el diagrama de Graville de la figura 1.4 se ubican estos materiales acorde a su

soldabilidad (a partir de sus contenidos de carbono y sus carbonos equivalentes).

La norma ASTM A 131 / A 131 M – 94 “Standard specification for structural steels for

ships” [12], también lista los requerimientos de composición química y propiedades

mecánicas para aceros empleados en embarcaciones.


11

Fig. 1.4. Diagrama de Graville para aceros empleados en la fabricación de embarcaciones.

Algunos de estos materiales recogidos en la ASTM A 131 / A 131 M son: ASTM A 131

grados A, B, D, DS, CS y E (llamados de resistencia ordinaria pues su límite mínimo de

fluencia es de 235 MPa); y los aceros ASTM A 131 grados AH, DH y EH (con límites

mínimos de fluencia de 315, 350 y 390 MPa respectivamente, llamados de alta

resistencia).

En las tablas 1.5 y 1.6 se listan la composición química y propiedades mecánicas,

respectivamente, de uno de estos materiales.

Elemento C Mn P S Si % 0.21 0.8 – 1.1 0.035 0.04 0.35 máx

Tabla 1.5. Composición química del acero ASTM A 131 grado B.


12

Propiedades Mecánicas Magnitud Límite de resistencia (MPa) 400 - 490 Límite de fluencia mínimo (MPa) 235 Elongación relativa mínima en 200 mm (%) 21

Elongación relativa mínima en 50 mm (%) 24 Resistencia al impacto para espesor máximo de 50 mm, a 0 ºC, probetas longitudinales (J)

27

Resistencia al impacto para espesor máximo de 50 mm, a 0 ºC, probetas transversales (J)

19

Tabla 1.6. Propiedades mcánicas del aceros ASTM A 131 grado B.

1.2. Soldabilidad de los materiales empleados en la fabricación de estructuras,

ductos y embarcaciones.

1.2.1. Soldabilidad. Conceptos.

Un acero, según la ISO-581-80, se considera soldable en un grado prefijado, por un

procedimiento determinado y para una aplicación específica cuando mediante una técnica

adecuada se puede conseguir la continuidad metálica de la unión de tal manera que ésta

cumpla con las exigencias prescritas con respecto a sus propiedades locales y su

influencia en la construcción de la que forma parte integrante.

La soldabilidad de un material bajo determinado proceso puede catalogarse de las

siguientes formas:


13

Buena soldabilidad: No hay que aplicar ninguna medida para garantizar la resistencia

de la unión utilizando un determinado tipo de soldadura. Ejemplos: precalentamiento,

postcalentamiento, etc.

Soldabilidad limitada: Se logra la resistencia de la unión soldada bajo determinadas

condiciones. Ejemplo: Se necesita dar un precalentamiento a 200 ºC al material

para evitar fragilidad en la unión.

Soldabilidad nula: Bajo ninguna condición se puede garantizar la resistencia de la unión

soldada. Por ejemplo: la fundición blanca (fundiciones con alto % de cementita), no tiene

soldabilidad por fusión, pues bajo ninguna condición se puede lograr una unión con

resistencia mecánica suficiente.

La soldabilidad puede abordarse bajo los tres aspectos siguientes:

La soldabilidad operatoria: relativa a la operación de soldadura, estudia las condiciones

de realización de las uniones por fusión o por cualquier otro procedimiento, por ejemplo

por presión. Ejemplo: El aluminio que forma óxidos de alto punto de fusión que no

pueden soldarse a llama sin el empleo de fundentes o problemas para soldar con arco

eléctrico y CA.

La soldabilidad metalúrgica: relativa a las modificaciones físico-químicas y estructurales

resultado de la operación de soldadura. Ejemplo: Los aceros inoxidables austeníticos y la


14

precipitación de carburos de cromo (corrosión intercristalina) y aceros aleados y su

tendencia a formar martensita.

La soldabilidad constructiva (o global): que se dedica a definir las propiedades de

conjunto de la construcción por la sensibilidad de la unión o la deformación y a la rotura

bajo el efecto de las tensiones. Ejemplo: los Hierros fundidos que por su poca plasticidad

no pueden absorber las deformaciones propias del proceso de soldadura.

1.2.2. Agrietamiento de las uniones soldadas.

1.2.2.1. Agrietamiento en caliente. Método para determinar la susceptibilidad al

agrietamiento en caliente.

Se denominan grietas en caliente a la rotura intercristalina de la costura soldada o en la

zona próxima a la misma zona de sobrecalentamiento que aparece en el intervalo de

temperatura de fragilidad, producto del ciclo termodeformacional de soldadura.

Surgen principalmente en la misma costura en el instante de la cristalización, cuando se

encuentra en estado semisolidificado (cristales + liquido) y aun tiene poca resistencia.

Cuando mayor tiempo se encuentre el metal en este estado, tanto mayor es el peligro de

que se formen grietas en caliente, a igualdad de las demás condiciones.


15

Los elementos que ensanchan el intervalo entre la línea de líquido y de sólido elevan la

sensibilidad a las grietas en caliente. Ejemplo: el carbono ejerce influencia desfavorable,

ya que ensancha el intervalo de cristalización y por lo tanto, facilita la formación de

grietas en caliente (ver figura 1.4).

Fig. 1.4. Sección del diagrama Fe – C.

Varias teorías aparecieron desde la década del 50, del siglo pasado para explicar la

ocurrencia del Agrietamiento en caliente (esencialmente grietas de solidificación).

Resumamos lo esencial de ellas.


16

La Teoría desarrollada por Medovar en 1954, tomó en cuenta el hecho que el

agrietamiento está asociado con segregaciones. A más ancho rango sólido – líquido de la

aleación, mayor la suceptibilidad. Sin embargo, esta Teoría no fue enteramente

satisfactoria.

En 1960, Borland, propuso la Teoría generalizada del agrietamiento. Acorde a ella la

solidificación involucra 4 etapas que son clasificadas de acuerdo a la distribución de las

fases de sólido y líquido, para una aleación binaria, tal y como presenta la figura 1.5.

Fig. 1.5. Etapas de la solidificación según la Teoría de Borland.

En la etapa 1, la fase sólida es dispersa, la fase líquida es continua y ambas fases pueden

proveer un movimiento relativo. En la etapa 2, ambas fases son continuas, pero las

dendritas sólidas están enclavadas y solo el líquido es capaz de moverse. En esta fase el

líquido puede remediar algunas grietas formadas. En la etapa 3, los cristales sólidos están

en un estadio avanzado de desarrollo, y el paso libre del líquido es evitado o impedido. El


17

líquido está presente en cantidades muy pequeñas. Si en este estadio una tensión es

aplicada, que exceda la tolerancia del material, ocurrirá el agrietamiento y las grietas no

podrán ser llenadas con la fase líquida remanente. Este estado, durante el cual la mayor

parte del agrietamiento ocurre, es llamado “Critical Solidification Range”. En la etapa 4

la solidificación se completa, y no es posible agrietamiento que involucre a la fase

líquida.

Borland planteó que para una sensibilidad alta al agrietamiento, además de una ancho

rango de enfriamiento, el líquido debía también distribuirse en una forma que permitiera

que altas tensiones se acumularan entre los granos. Los casos extremos en los cuales el

líquido puede distribuirse es como una película o como gotas aisladas. El

comportamiento real va a depender de la razón de la energía interfacial entre las fases

líquida y sólida.

El mojado de las fronteras de grano por una película líquida continua para una energía

interfacial menor que 0.5 y para valores mayores a 0.5 la resistencia al agrietamiento se

incrementa.

Borland mostró que la razón de energía interfacial para la película de sulfuro de hierro –

hierro es muy cercana a 0.5, lo que explica el efecto nocivo del azufre en el hierro. Esta

Teoría reveló la importancia del “wetting” en relación al agrietamiento. Sin embargo esta

Teoría no está exenta de dificultades: Acorde a ella se creía que las grietas se iniciaban

durante el último estadio de la solidificación, cuando la mayoría del líquido se había


18

solidificado. Algunas observaciones experimentales de Matsuda en 1982 y Semenyuk en

1986, indicaban sin embargo que las grietas en caliente pueden iniciarse a temperaturas

muy cercanas a las de líquido, y con fracciones sólidas más pequeñas que lo que

previamente se creía.

En 1990, Matsuda propuso: Teoría de Borland modificada, la cual sugiere que la

iniciación y propagación de las grietas deben ser consideradas separadamente.

Acorde a ella el “Critical Solidification Range” (etapa 3) comienza a una temperatura

mayor (cercana a la de líquido) y se subdivide a su vez en dos etapas: una etapa de

iniciación (etapa 3(h)) en la que las grietas pueden iniciarse y una etapa de propagación

(etapa 3(l)) en la que las grietas existentes crecen (ver figura 1.6).

Fig. 1.6. Modificación de Matsuda a la teoría de Borland.


19

Muchos investigadores creen que existe un rango de temperatura durante la solidificación

sobre el cual el material permanece propenso a la fragilidad y que es medible

experimentalmente. La idea es que, independiente del campo de tensiones que se

experimente durante la soldadura, el rango de temperatura de susceptibilidad conocido

como “Brittle Temperature Range” (BTR) puede ser considerado como una función de la

composición.

Matsuda mostró que el BTR puede ser obtenido por el cálculo de la composición del

líquido aplicando la ecuación de Schiel. Los métodos de ensayo del agrietamiento en

caliente, que permiten la medición del rango de temperatura de fragilización, son por

consiguiente muy útiles para predecir el agrietamiento en condiciones reales.

El método del índice HSC para determinar el agrietamiento en caliente es empleado

usualmente en aceros al carbono y de baja aleación:

3103

10025 ×+++

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ +++

=VMoCrMn

NiSiPSCHSC …………………………………… (1.1)

Si HSC < 4 No propenso a agrietamiento en caliente (espesores iguales o menores que

20 mm).

Si HSC < 1.6. No es propenso a agrietamiento en caliente (espesores mayores a 20 mm).

Nota: Para aceros con resistencia a la tracción de hasta 700 MPa.


20

1.2.2.2. Determinación de la susceptibilidad al agrietamiento en caliente de los

aceros para estructuras, tuberías y embarcaciones.

Considerando las composiciones medias: Para el ASTM A 36 (empleado en estructuras):

843.800003.13

1000100

02528.004.005.027.0

=+++∗

∗⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ +++

=

HSC

HSC

Independiente del espesor, para esta composición hay sensibilidad al agrietamiento en

caliente.

Para el acero API 5L X 60. (Composición química ofrecida por AHMSA Altos Hornos

de México, [13].

C: 0.15, Mn: 1.5, P: 0.025, S: 0.020, Si: 0.35, V: 0.06.

94.106.0005.13

1000100

02535.0025.002.015.0

=+++∗

∗⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ +++

=

HSC

HSC

Para espesores menores o iguales a 20 mm (valores muy comunes en tuberías) no hay

tendencia al agrietamiento en caliente.


21

Para el acero ASTM A 131 grado B.

23.600013

1000100

02535.0035.004.021.0

=+++∗

∗⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ +++

=

HSC

HSC

Aún para espesores menores a 20 mm se muestra tendencia al agrietamiento en caliente.

1.2.2.3. Agrietamiento en frío.

Consiste en una fractura local frágil transcristalina del metal de la unión soldada. El

agrietamiento en frío está caracterizado por un tiempo de incubación de la grieta en

formación, la temperatura y el punto de ocurrencia. Este fenómeno ocurre a temperatura

por debajo de 300° C en la ZIT, o en el metal de la costura, después de algunas horas de

terminarse la soldadura.

El agrietamiento en frío está condicionado por la interacción de tres factores básicos:

a) Estructura de martensita acicular.

b) Hidrógeno difusivo.

c) Tensionamiento en la vecindad de la unión soldada.


22

El factor microestructural, la formación de martensita y su cantidad, es afectada por la

composición química del acero y la velocidad de enfriamiento. La velocidad de

enfriamiento de la ZAC, está determinada por los parámetros del régimen de soldadura

(por las condiciones): Corriente, voltaje, velocidad de soldadura, espesor de la plancha a

soldar, forma de la unión y la temperatura de precalentamiento.

Generalmente una pequeña cantidad de hidrógeno es suficiente para causar la falla debido

a que tiene la habilidad de magnificar su efecto por su migración a las regiones de altas

tensiones triaxiales. Muchas aleaciones son susceptibles a la fragilidad por hidrógeno y

de hecho casi ninguna es inmune a este tipo de fragilización. Entre las aleaciones más

propensas a este fenómeno tenemos las aleaciones de Fe, Ni, Al, Ti. Zr, etc.

El mecanismo de difusión intersticial es el que permite el movimiento migratorio del

hidrógeno dentro del metal. Los defectos de la red, las inclusiones, etc. pueden ser, y de

hecho son, barreras a la difusión del hidrógeno.

El hidrógeno, al ser absorbido por el metal fundido de la costura, se va a difundir hacia el

metal vecino a través de la Zona Afectada Térmicamente (ZAT) y va a depender de: a)

La cantidad de hidrógeno absorbido y así pues de la fuerza motriz para el proceso de

difusión; b) La geometría del cordón soldado y los gradientes térmicos asociados; c) La

presión parcial del hidrógeno en la atmósfera adyacente al cordón soldado que se está

enfriando; d) La composición y microestructura del metal soldado y la placa base.


23

Fig. 1. 7. Esquema de la difusión del hidrógeno durante la soldadura.

El hidrógeno no puede ser absorbido si no se encuentra en su forma atómica, de ésta

manera la elevada temperatura en la zona del arco hace que el hidrogeno se presente en

forma de iones y pase con facilidad al baño de metal líquido. Según la distribución de

temperatura en la zona de la soldadura y las diferentes propiedades de solubilidad y

difusión del hidrógeno en las distintas fases del hierro hace que éste pase a las zonas

frías partiendo de las calientes.

El hidrógeno existente en la zona 1 (Austenita), producto del propio enfriamiento del

cordón y del traslado del arco se presenta en la zona 2 que al tener ya menos temperatura

predomina la fase ferrítica más la cementita. Como resultado de la baja solubilidad del

hidrógeno en la ferrita y alta capacidad de difusión éste se traslada hacia la zona 3, que

producto de la temperatura se encuentra todavía en la fase de austenita, donde el

hidrógeno es más soluble pero tiene menos capacidad de movimiento


24

Por la baja difusión a través de esta fase (austenita) el hidrógeno no va mucho más allá

de la zona de sobrecalentamiento. Debido al enfriamiento del metal la zona 3 se

convierte en la zona 4, donde el acero ya a menos temperatura se caracteriza por la fase

ferrítica.

Como consecuencia de la baja solubilidad del hidrógeno en dicha fase como ya se ha

señalado, éste es expulsado hacia las discontinuidades de la estructura convirtiéndose

nuevamente en hidrógeno molecular, creando tensiones elevadas que al sobrepasar el

límite de rotura del material puede ocasionar el agrietamiento. Si junto a las tensiones

provocadas por el hidrógeno existen tensiones como consecuencia de estructuras de

temple de elevada dureza, entonces el agrietamiento es evidente.

Fig. 1. 8. Tensionamiento que causa el hidrógeno sobre la estructura del metal.

El proceso de difusión puede verse obstaculizado e incluso prevenido por las llamadas

“trampas de hidrógeno”. Estas trampas pueden clasificarse como: a) Muy reversibles: El


25

hidrógeno atómico (H) es liberado a temperatura ambiente o menores, ej: dislocaciones,

sitios en los intersticios entre los átomos; b) Reversibles: El Hidrógeno es liberado a

temperaturas entre 112 – 270º C, ej: Atomos sustitucionales de Ti, fronteras de granos,

dislocaciones, interfases ferrita/carburo y ferrita/cementita, austenita revenida; c)

Irreversibles: El Hidrógeno es liberado a temperaturas entre 305 – 750º C, ej:

microvacancias, inclusiones/precipitados de Fe2O3, Fe3O4, MnS, Al2O3, SiO2, TiC.

Donde el hidrógeno puede continuar difundiéndose a través del metal es referido como

hidrógeno difusible y donde el hidrógeno permanece atrapado en la estructura a una

temperatura dada, se refiere como hidrógeno residual. En los métodos para la

determinación experimental del hidrógeno difusible, el efecto de la temperatura sobre la

liberación del hidrógeno debe ser tenido en cuenta.

La tecnología de soldadura es un factor importante en el contenido de hidrógeno difusible

(Hd). Las fuentes pueden ser:

a). Electrodo no precalentado.

b). Herrumbre, alambre, fundente.

c). Humedad atmosférica, etc.


26

Cada tecnología posee un nivel de Hidrogeno difusible.

Proceso de soldadura Hidrógeno difusible (ml/100 g)

GMAW (con gas activo) 2 - 7

SMAW (con electrodo básico calcinado) 5

SMAW (con electrodo básico sin calcinar) 17

SMAW (con electrodo de rutilo) 20 - 35

SMAW (con electrodo celulósico) 35 - 40

Tabla 1. 6. Hidrógeno difusible acorde al proceso de soldadura y consumible.

La absorción de hidrógeno por el metal fundido de la costura, durante la soldadura por

arco, es prácticamente inevitable. Sí queda claro, que la cantidad de hidrógeno absorbido

variará significativamente dependiendo del tipo de proceso y consumible usado y de las

condiciones atmosféricas imperantes en el momento en que se desarrolle el proceso.

En el caso de los procesos continuos como el GMAW y FCAW hay un gran número de

factores que va a influir en el hidrógeno absorbido, tales como: a) Corriente de soldadura;

b) Longitud de arco; c) Gas protector; d) El hidrógeno presente en forma de humedad o

de compuestos orgánicos contaminantes y la presión parcial del hidrógeno monoatómico

en la columna del arco; entre otros. Muchos trabajos se han desarrollado en esta dirección

para comprobar y cuantificar tales efectos.


27

Entre las expresiones más acertadas y aceptadas para la determinación de la tendencia al

agrietamiento en frío en materiales en los que C < 0.22 y Cr < 0.5 se encuentra la formula

propuesta por Yurioka.

( ) xCECCECHV arctan100149369183164406 11 ×+−−++= …..... (1.2)

Donde

( )( )11

1158

195.0526.0262.0822.2log

CECEt

X−

+−= ……………………………………(1.3)

Y, BNbVMoCrNiCuMnSiCCEI 1055464015624+++++++++= ……………….. (1.4)

BMoCrNiCuMnSiCCEII 1064205530+++++++= ……………………………. (1.5)

1.2.2.4. Determinación de la susceptibilidad al agrietamiento en frío de los aceros

para estructuras, tuberías y embarcaciones.

Para el acero ASTM A 36.

46.0

01050

50

40

60

400

152.0

603.1

2428.027.0

1

1

=

⋅+++++++++=

CE

CE

52.0

01060

40

200

52.0

503.1

3028.027.0

11

11

=

⋅+++++++=

CE

CE

( )100149369183164406

arctan1

1

−⋅+⋅−−⋅−⋅−

=CEC

CECHVX


28

( )

002.0138.0tan138.0arctan

10046.014927.036918346.016427.0406350arctan

===

−⋅+⋅−−⋅−⋅−

=

XX

X

( )[ ] 62.0822.2195.0526.0 11111058 −⋅+⋅−= CECEXt

( )[ ] 62.052.0822.252.0195.0526.0002.01058 −⋅+⋅−=t

.808.758 segt == Para el acero API 5L X 60 (Composición química ofrecida por AHMSA Altos Hornos de

México, [13]

C: 0.15, Mn: 1.5, P: 0.025, S: 0.020, Si: 0.35, V: 0.06.

42.0

01050

506.0

40

60

400

150

65.1

2435.015.0

1

1

=

⋅+++++++++=

CE

CE

46.0

01060

40

200

50

55.1

3035.015.0

11

11

=

⋅+++++++=

CE

CE

( )

007.040.0tan40.0arctan

10042.014915.036918342.016415.0406350arctan

−=−=−=

−⋅+⋅−−⋅−⋅−

=

XX

X

( )[ ] 62.046.0822.246.0195.0526.0007.01058 −⋅+⋅−−=t

.567.458 segt ==


29

Para el acero ASTM A 131 grado B.

39.0

01050

50

40

60

400

150

61

2435.021.0

1

1

=

⋅+++++++++=

CE

CE

42.0

01060

40

200

50

51

3035.021.0

11

11

=

⋅+++++++=

CE

CE

( )

0026.0)15.0tan(15.0arctan

10039.014921.036918339.016421.0406350arctan

−=−=−=

−⋅+⋅−−⋅−⋅−

=

XX

X

( )[ ] 62.042.0822.242.0195.0526.00026.01058 −⋅+⋅−−=t

.156.058 segt ==

1.3. Aplicaciones donde las condiciones de disipación del calor son intensas.

1.3.1. Soldadura subacuática.

Con el desarrollo de las prospecciones de petróleo en el mar, la soldadura subacuática ha

ganado un papel muy importante, ya no solo se emplea para reparaciones de emergencias

en cascos de barcos, sino que durante el tendido y la reparación de los ductos bajo el mar

es ampliamente empleada.


30

La soldadura subacuática aparece referida en dos variantes esenciales: a). La soldadura en

ambiente húmedo; b). La soldadura en ambiente seco.

Para el primer caso, que es en el que se manifiesta más notablemente la intensificación de

la disipación del calor producto del contacto del metal que se suelda con el agua que lo

rodea, se analizan algunas referencias de la bibliografía [14]:

Se monta un experimento cuyo esquema se representa en la figura 1. 9

Fig. 1.9. Instalación para experimentos de soldadura subacuática.

Se emplean 5 espesores de placa: 6, 9, 12, 16 y 19 mm. Se emplea proceso GMAW con

protección de CO2 para la soldadura al aire y flujo de 30 l / min y 80% Ar + 20 % CO2

para la soldadura bajo el agua con flujo de 60 l / min.


31

Los resultados del experimento fueron:

La soldadura bajo el agua exhibió una velocidad de enfriamiento muy superior a la

soldadura al aire.

La soldadura de las placas de diferente espesor al aire arrojó notables diferencias de la

velocidad de enfriamiento de un espesor a otro, mientras que bajo el agua se comprueba

que la influencia del espesor es muy ligera. Este resultado indica claramente que al soldar

bajo el agua, predomina la transferencia de calor por convección respecto a la

transferencia de calor por conducción.

La soldadura empleando diferentes velocidad de avance mostró que al soldar al aire, con

el aumento de la velocidad de soldadura se hace más intenso el enfriamiento (esto está

asociado a la disminución del Heat Input), mientras que para la variante subacuática

prácticamente no se notan diferencias de una velocidad a otra (influencia muy leve).

Los coeficientes de transferencia de calor por convección se consideraron variables,

partiendo de un valor de 11.63 w/m2K para las zonas más frías.

La distribución de durezas es obtenida tanto para la soldadura al aire como para la

aplicación subacuática, los resultados indican un pico de dureza superior a los 400 HV

para la soldadura subacuática (en la misma zona de la soldadura al aire se obtiene poco

más de 200 HV). Este valor de dureza (superior a 350 HV) indica una notable tendencia

al agrietamiento en frío.


32

1.3.2. Soldadura en servicio de tuberías para el transporte de gas y petróleo.

La realización de una reparación de una tubería para el transporte de petróleo o gas cada

día se justifica más, en la medida que se incrementa el diámetro de la tubería. Acorde con

[15]para una tubería de diámetro entre 16 – 24 pulgadas, el costo en % respecto a una

tubería nueva es de entre el 50 – 90 %. Si el diámetro está entre 28 – 48 pulgadas el costo

es de entre 25 y el 50 % del costo de una tubería nueva.

Ante un escenario en el que el estudio de integridad ha definido la necesidad de una

reparación, el modo que aparentemente pudiera solucionar el problema del modo más

simple es cambiar la porción defectuosa del tubo, pero esto implica la necesidad de parar

el flujo de gas a través de la tubería, lo que ocasiona grandes pérdidas económicas a la

empresa distribuidora del gas y la evidente afectación a los clientes, es por esto que

acorde con encuestas realizadas [16]esta alternativa es raramente empleada. Una

alternativa, evaluada entre otras en el artículo antes citado, que a la vez que minimiza las

pérdidas económicas y la afectación a los clientes, permite restablecer la vida a la tubería

dañada es la colocación de refuerzos circunferenciales (envolventes) soldados a la

tubería, esta es catalogada como la solución más común. Existen otras alternativas entre

las que se mencionan: Parches soldados, refuerzos atornillados, refuerzos de composite,

etc.


33

Fig. 1.10. Reparación de un tubo mediante refuerzos circunferenciales soldados.

Cuando se trata de contener una fuga en la tubería o evitar la propagación de una grieta

situada longitudinalmente, se recomiendan los refuerzos soldados, donde no solo es

necesario soldar longitudinalmente las dos partes de la envolvente, sino también soldar a

esta circunferencialmente con la tubería; en [15]se presenta entre las ventajas de este

método el que ya está debidamente probada su efectividad. La fabricación de estas

camisas o envolventes circunferenciales se puede realizar a partir de un tubo de diámetro

ligeramente mayor que el diámetro exterior del tubo a reparar, otra vía es obtenerla por

rolado de placas. La camisa debe estar diseñada para al menos soportar la presión de

diseño del tubo. En nuestra opinión estos refuerzos soldados pueden garantizar la

hermeticidad mejor y de modo más permanente que los refuerzos que son atornillados,

además de que estos últimos pueden contener el crecimiento de grietas circunferenciales

pero no el de las grietas longitudinales, también es bueno destacar que es más barato el

empleo de estos refuerzos de acero que el empleo de composites.


34

Acorde a [17]las dos preocupaciones fundamentales a considerar, al soldarse tuberías en

servicio son: a). Agujeramiento del tubo (Burn through): Ocurre cuando el metal no

fundido, pero a alta temperatura, que se encuentra por debajo del charco de metal fundido

no puede soportar prolongadamente la presión dentro del tubo ya que sus propiedades

mecánicas (límite de fluencia, límite de resistencia, etc.) se encuentran disminuidas por la

temperatura que posee [18]; b). Agrietamiento: Resultado de altos valores de la velocidad

de enfriamiento, que produce una microestructura dura y susceptible a la formación de

grietas, en la ZAC.

Es de suma importancia, en aras de evitar el agujeramiento, evaluar la transferencia de

calor durante la soldadura del refuerzo al tubo en cuestión, de modo que el Heat Input (y

por tanto las variables del régimen) y la temperatura de precalentamiento empleados,

sean tales que no haya sobrecalentamiento. En cuanto al agrietamiento debe evaluarse la

tasa de enfriamiento esperada de la soldadura, afectada por las propiedades del fluido

contenido dentro del tubo y su presión, velocidad, etc., el cual remueve el calor más

intensamente que cuando el tubo está fuera de servicio y por supuesto lograr un

compromiso entre todos estos parámetros.

En su sección 3, acápite 3.2, la API RP 2201 brinda una serie de recomendaciones al

realizar la soldadura para realizar el “hot tapping”, pero por las características de esta

operación hay cierta semejanza con la soldadura de refuerzos circunferenciales, con

vistas a evitar el agujeramiento: Para la soldadura de tubos con espesor de pared menor a

6.4 mm la primera pasada debe hacerse con electrodo de 2.4 mm de diámetro o menos de


35

modo que se minimice el Heat Input; las pasadas posteriores pueden realizarse con

electrodos de 3.2 mm de diámetro o menores si el espesor de la pared del tubo no excede

12.8 mm. Es necesario destacar que esta recomendación a la vez que disminuye la

probabilidad de agujeramiento, aumenta la de ocurrencia de agrietamiento por el aumento

de la velocidad de enfriamiento del material del tubo, lo que es incluso reconocido por la

anterior API. Para espesores de pared del tubo superiores a 12.8 mm el “Burn through”

no debe ocurrir y pueden emplearse diámetros mayores de electrodo. En esta misma

sección se recomienda el empleo de electrodos de bajo hidrógeno.

En la sección 3, acápite 3.3 de la API RP 2201 se analiza el efecto que mantener el flujo

en la tubería, provoca sobre los anteriores problemas mencionados, tal que: Para

espesores del tubo menores o iguales a 6.4 mm, el mantener el flujo dentro del tubo

minimiza el riesgo de sobrecalentamiento del metal y por tanto de ocurrencia de

agujeramiento causado por la elevada temperatura del metal y expansión térmica del

fluido en un sistema cerrado. A su vez si el flujo es demasiado alto lo que se logra es

aumentar el riesgo de agrietamiento debido al antes comentado aumento de la velocidad

de enfriamiento. Esto mismo es aplicable a espesores entre 6.4 mm y 12.8 mm. Para

espesores de pared del tubo superiores a 12.8 mm el efecto del flujo es inapreciable.

En el acápite 3.7 se establece que debe precalentarse el tubo antes de la soldadura si el

metal tiene un contenido de carbono equivalente alto o una alta resistencia, con vistas a

evitar el agrietamiento.


36

Este carbono equivalente puede ser calculado por alguna de las muchas fórmulas que

existen, aunque debe considerarse como la más aceptada la que recomienda el Instituto

Internacional de Soldadura (IIW) en [19]

La API 1104 establece las recomendaciones a tener en cuenta para el establecimiento del

procedimiento de fabricación de sistemas de tuberías. La aplicación de estas

recomendaciones conlleva a la obtención de soldaduras exitosas, incluso entre un tubo

nuevo y uno en servicio [20], lo cuál es perfectamente válido para el tema de las

reparaciones con refuerzos circunferenciales, pues se une un material nuevo (el del

refuerzo) con un material expuesto a servicio (el tubo).

En la API 1104 en su Apéndice B “In – Service Welding”, se alude a que el empleo de

modelos computarizados es otro método de prueba que puede ser empleado con vistas a

determinar las limitaciones en el Heat Input para estas soldaduras de reparación; esto

legaliza a la luz de la mencionada norma el empleo de la modelación como método para

el establecimiento de procedimientos de soldadura. Este acápite de la norma establece

también las variables esenciales para la calificación del procedimiento y del soldador.

En [21]se evalúa un tubo de material API 5LX52, de 610 mm de diámetro, un espesor

nominal de 7.1mm de espesor, sujeto a una presión de operación de 6 MPa, una

temperatura del gas dentro del tubo de 50 0C y una composición de 90% de Metano, 6%

de Etano y el 4% restante de propano, CO2, H2 y otros gases. El régimen de soldadura

empleado fue de 120 A, 22 V y 10 cm/min, lo que arroja un “heat input” de 1.6 KJ/mm.

Lo más interesante de lo planteado en este artículo a la luz de la presente investigación es


37

la definición de que la perforación de la tubería no ocurre si la temperatura de la

superficie interior no excede los 982 0C, para llegar a este valor se apoyaron en trabajos

previos como por ejemplo los de Battelle [22]


38

Conclusiones parciales.

1. La razón de enfriamiento entre las temperaturas de 800 ºC a 500 ºC (t 8/5) es un

parámetro muy importante en la determinación de la dureza que va a aparecer en

la ZAC de la soldadura y esta a su vez va a estar estrechamente ligada a la

tendencia al agrietamiento.

2. Durante la soldadura de elementos sometidos a condiciones intensas de disipación

del calor, se obtienen valores de t 8/5 bajos y aumenta considerablemente la

probabilidad de aparición de grietas en frío.


39

Capítulo II. Modos de transferencia de calor.

2.1. Transferencia de calor. Métodos de transferencia.

La transferencia de calor esta dada por la transmisión de calor de una sustancia de

manera irreversible hasta lograr una condición de equilibrio, igualando la pérdida de

energía de una sustancia a la ganancia de energía de otra.

Este fenómeno caracterizado anteriormente se manifiesta mediante tres métodos de

transferencia de calor, los cuales son:

a. Conducción

b. Convección

c. Radiación

2.1.1. Conducción.

Es donde el calor es conducido por un cuerpo desde la parte más caliente a la más fría,

este estudio se puede hacer de dos formas: una es tratándolo como un estado no

estacionario el cual tiene en cuenta el tiempo trascurrido, durante el cual el calor dQ

atraviesa una cierta frontera, la otra forma se limita a las condiciones de un estado

estacionario donde idealmente el tiempo no trascurre, también consideramos un flujo de

calor unidireccional.


40

2.1.2. Convección.

Es el efecto donde hay un intercambio de calor entre el cuerpo y el medio donde se

encuentra el cual esta relacionado directamente con el coeficiente de película de cada

superficie en contacto con el medio circundante, este coeficiente de transferencia de calor

esta denominado por (h).

2.1.3. Radiación

Es la capacidad que tiene un cuerpo de emitir o absorber energía radiante donde

predomina siempre el más caliente sobre el más frío provocando que el cuerpo más frio

de caliente.

2.2. Ecuaciones generales. La ecuación que describe el fenómeno de la conducción del calor a través de una pared

es la siguiente:

LttAKQ ba ).(. −

= ………………………………………………………………. (2.1)

Tal que: RtQ ∆

= ………………………………………………………………. (2.2)

Ya que: AK

LR.

= ………………………………………………………………. (2.3)

Donde:


41

Q – Calor transferido (w)

t- temperatura (Co)

K- Conductividad térmica (w/mk)

A- Área (m2 )

L- Espesor de la pared (m)

R-resistencia a la conductividad termica.(k/w)

Fig. 2.1. Esquema de la conducción del calor a través de una pared.

La ecuación que describe el fenómeno de la convección de una superficie en contacto

con el medio circundante.

)(. ∞−= ttAhQ s ………………………………………………….....................(2.4)

Donde: h-coeficiente de película (w/m2 k)

A-area (m2)


42

st -temp. superficie (k) ∞t -temp. ambiente (k)

Fig. 2.2. Esquema de la convección del calor en una superficie La ecuación que describe el fenómeno de la capacidad que tiene un cuerpo de emitir o

absorber energía radiante.

)(.. 44

surs TTAQ −= σε ……………………………………………………………… (2.5) Donde:

adEmisivilid→ε (w/m2 k)

σ -Constate de Stefan-Boltzmann

surT -Temperatura emitida por otro sistema (k)


43

Fig. 2.3. Esquema de un cuerpo que emite energía radiante. 2.3. Transferencia de calor por convección.

La convección es el traslado de energía debido al movimiento molecular aleatorio (la

difusión), hay también energía que se transfiere por el movimiento del fluido

Una de las particularidades de la convección es el comportamiento de la temperatura

ante las velocidades de distribución de un flujo al pasar por una superficie como se

muestra en la fig. 2.4


44

Fig. 2.4. Comportamiento de la temperatura ante las velocidades de distribución del flujo

2.3.1. Convección a través de una tubería con un fluido en movimiento. Teniendo en cuenta que en el tubo solo existe transferencia de calor por convección

podemos deducir lo siguiente. Ver figura 2.5.

)(.)(. 2211 bsba ttAhttAhQ −+−= ……………………………………(2.6)

Fig.2.5 Tubo mediante el cual se transporta un fluido


45

2.3.2. Convección a través de una pared plana en contacto con un fluido estático. Coeficiente de película (h). Si tenemos una pared por la que a ambos lados hay un fluido como se ve en la figura 2.6.

En el lado caliente de la pared, el fluido está más caliente que la superficie a cierta

temperatura t1 > te En el lado frío, el fluido está más frío que la superficie, siendo su

temperatura t2<td. Por tanto, a través de de las películas delgadas de los fluidos

adyacentes a las superficies, hay las caídas de temperaturas t1-------- ta y td------- t2 El gasto o

flujo unitario de calor a través de estas películas se llama coeficiente de película (y otros

nombres tales como conductancia de la película, conductancia superficial).

fig. 2.6 pared plana en contacto con un flujo

2.3.3. Recomendaciones generales para la transferencia de calor por convección. Rango de valores de (h) para los diferentes procesos Procesos h ( W /m2.K) Conveción libre 5 - 25 Conveción forzada - Gases 25 - 250 Líguidos 50 – 20 000 Conveción para cambio de fase -


46

Ebullición o condensación 2500 – 100 000 Ecuaciones recomendadas para un movimiento laminar en el aire atmosférico.

Cilindros y placas verticales

chmKcalLth rc

ο..22.1 225.0

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ ∆= ………………………………….. (2.7)

Cilindros horizontales

chmKcalD

th rcο..13.1 2

25.0

0⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛ ∆= ………………………………. (2.8)

Algunos valores de (h) utilizados * Paredes interiores del edificio, aire tranquilo, valor de diseñó o proyecto.

chmKcalh rο..06.8 2=

* Paredes exteriores, viento de 24km/hr, valor de diseñó o proyecto. chmKcalh r

ο..3.29 2= * Refrigerantes que se evaporan dentro de un tubo, valor típico.

chmKcalh rο..976 2=

* Valor de agua que se condensa dentro de un tubo, valor típico. chmKcalh r

ο..9760 2= según [23]y [24]


47

Conclusiones parciales.

1. Durante la soldadura se manifiestan los tres modos de transferencia de calor. En

las aplicaciones en que la soldadura se realiza subacuática o en el que las

superficies se encuentran en contacto con fluidos que se mueven a relativamente

alta velocidad, la transferencia de calor por convección predomina sobre las otras.

Capítulo 3. Modelos de elementos finitos con cargas térmicas

48

Capítulo 3. Modelos de elementos finitos con cargas térmicas.

3.1. El Cosmos DesignStar. Posibilidades para el desarrollo de análisis térmicos.

El Cosmos DesignStar es uno de los tantos software de elementos finitos que pueden

emplearse en la simulación de problemas de transferencia de calor. Este considera dos

tipos de elementos: a). Elemento sólido tetraédrico lineal de 4 nodos (llamado de

primer orden o elementos de orden inferior); b). Elemento sólido tetraédrico

parabólico de 10 nodos (llamado de segundo orden o elementos de orden superior).

Ver figura 3.1.

Fig. 3.1. Elementos finitos considerados en el análisis de convergencia.

Durante el desarrollo de análisis térmicos se pueden introducir cuatro tipos de cargas (ver

fig 3.2):

a. Temperatura.

b. Carga de calor (heat load).

c. Convección

d. Radiación


49

Fig. 3.2. Cargas térmicas que admite el software.

La carga de temperatura permite asociar a determinada entidad geométrica los valores de

temperatura (pudiendo responder incluso a una curva de tiempo), tal y como muestra la

figura 3.3.

Fig. 3.3. Cargas de temperatura.


50

La carga de calor (heat loads) es la carga empleada para simular en el modelo el calor que

el arco eléctrico genera y que se transfiere a la pieza. Estas cargas de calor pueden

introducirse como calores volumétricos, como flujos de calor o como potencia calorífica.

Estas cargas de calor se asocian a determinadas partes del modelo y pueden tener

asociadas a sí determinadas curvas de temperatura y tiempo, tal y como muestra la figura

3.4.

Fig. 3.4. Cargas de calor.

La convección, como modo de transferencia del calor, requiere del establecimiento del

coeficiente de película, al que a su vez pueden asociarse curvas de tiempo y de

temperatura y de la temperatura del medio circundante (Bulk temperatura) a la que

pueden asociarse también curvas de tiempo. Estas cargas se asocian a su vez a

determinadas partes o superficies en el modelo, tal y como muestra la figura 3.5.


51

Fig. 3.5. Cargas de Convección.

Las cargas de radiación implican la definición de la temperatura que rodea al modelo y

también de la emisividad, así como la posibilidad de asociarlas a curvas de tiempo y

temperatura y por supuesto a determinadas entidades geométricas del modelo (ver figura

3.6).


52

Fig. 3.6. Cargas de radiación.

3.2. Cálculo del coeficiente de transferencia de calor por convección en tuberías que

transportan petróleo.

Para la determinación de los coeficientes de transferencia de calor por convección dentro

del tubo se parte de las recomendaciones ofrecidas en [25]y [23]

14.0318.0

027.0 ⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛⎟⎠

⎞⎜⎝

⎛⎟⎠

⎞⎜⎝

⎛=

P

PC

kfCDv

kfD

µµµ

µρα ……………………………………. (3.1)

Los datos de las propiedades físicas del petróleo y condiciones de flujo en los tubos, a

partir de los cuales se calculan los coeficientes de transferencia de calor por convección,

son tomados de [23], (Comunicación personal con Dr. Antonio Contreras Cuevas.

Directivo de PEMEX) y se presentan en la tabla 3.1.


53

50 oC 90 oC * Viscosidad del petróleo a las temperaturas

seleccionadas. µ (72 Kg/h.m) (20.16 Kg/h.m) * Densidad del petróleo ρ 877 Kg/m3 780Kg/m3

* Calor específico Cp 0.5 Kcal/Kg. oC 0.5 Kcal/Kg. oC * Conductividad térmica K

0.124 Kcal.m/h.m2.oC 0.186 Kcal.m/h.m2.oC

Velocidad del fluido v 3 m/s (máximo) 1 m/s (mínimo) Diámetro del tubo D 0.5973 m 0.5973 m Número de Prandtl 290.32 54.19 Número de Reynolds 78547.82 83195.36 Número de Nusselt Nu 1832.02 980.69 Coeficiente de película α 439.32 W/m2.K (máximo) 355.64 W/m2.K (mínimo)

Tabla 3.1. Propiedades físicas y condiciones de flujo del fluido. Coeficientes de

transferencia de calor por convección.

Acorde a [26] todas las propiedades del fluido son calculadas a la temperatura del fluido

y por tanto el coeficiente de transferencia es calculado a esa temperatura; además la

radiación se asume como insignificante y se ignora. En la figura 3.7 se presenta el

modelo de elementos finitos con las cargas térmicas consideradas.


54

Fig. 3.7. Modelo de elementos finitos con las cargas térmicas.

Conclusiones

55

Conclusiones:

1. Durante la soldadura subacuática y la soldadura de tubos con fluidos circulando

en el interior, el modo predominante de transferencia de calor es la convección.

2. Existen ecuaciones deducidas específicamente para el cálculo del coeficiente de

transferencia de calor por convección, en tuberías por las que circula petróleo, que

se ajustan perfectamente a las exigencias de las investigaciones en el campo de la

reparación por soldadura de tuberías en servicio.

3. El modelo programado en Cosmos DesignStar permitirá la realización cálculos de

transferencia de calor en simulando la soldadura de tuberías por las que circula un

fluido.

Recomendaciones

56

Recomendaciones.

1. Validar el modelo de elementos finitos desarrollado a través de experimentos reales.

Bibliografía.

57

Bibliografía. 1. AWS, A.W.S., Structural Welding Code - Steel. 2000. 2. API, A.P.I., API 1104. Welding of Pipelines and related facilities. 1999. 3. PEMEX, P.M., NRF-001-PEMEX-2000. Tubería de acero para recolección y

transporte de Hidrocarburos amargos. 2000. 4. ASM, A.S.o.M., ASM Handbook. Corrosion: Fundamentals, Testing and

Protection. 2003. Volume 13 A. 5. Uhlig, H.H., Corrosion and Corrosion Control. 1966. 6. ASTM, A.S.o.T.M., ASTM E 112 - 96. Standard Test Methods for Determining

Average Grain Size. 2001. 7. ASTM, A.S.o.T.M., ASTM E 45 - 97. Standard Test Methods for Determining the

Inclusion Content of Steel. 2001. 8. ASTM, A.S.o.T.M., ASTM E 1122-96. Standard Practice for Obtaining JK

Inclusions Ratings Using Automatic Image Analysis. 2001. 9. API, A.P.I., Specification for Line Pipe. 2000. 10. ABS, A.B.o.S., Guide for: Shipbuilding and Repair Quality Standard For Hull

Structures During Construction. 1998. 11. AWS, A.W.S., AWS D 3.5. Guide for Steel Hull Welding. 1993. 12. ASTM, A.S.f.T.a.M., ASTM A 131 / A 131 M "Standard Specification for

Structural Steel for Ships". 1994: p. 5. 13. ahmsa,

<http://www.ahmsa.com/Acero/Productos/Placa/prod_lamcal_placa_ftcsr.htm>. 14. Fukuoka, T., Analysis for cooling process of underwater welding: Comparison

with welding on air. Bulletin of the M. E. S. J., October 1994. 22(2). 15. Palmer - Jones, R.a.P., Dominic. Repairing Internal Corrosion Defects in

Pipelines - A case study. 4th International Pipeline Rehabilitation and Maintenance Conference, Prague. September 2000.

16. Bruce, W.A., Harwig, D. D., Harris, I. D., Gordon, J. R., Sullivan, M and Neary, C., Development of internal repair technology for gas transmission pipelines. Natural Gas Technologies II. GTI Conference and ExhibitionFebruary 8 - 11,2004. Phoenix. Arizona. United States. 2004.

17. 2201, A.P.I.A.R., Procedures for Welding or Hot Tapping on Equipment in Service. Fourth Edition. September 1995.

18. Stiopin, P.A., Resistencia de Materiales. Editorial MIR. Moscú. 1988. 19. Bailey N, e.a., Welding Steels without hydrogen cracking. Abington Publishing.

England. 1973. 20. Tello Rico, M.e.a., Caracterización de una unión soldada entre un tubo API 5L

X52 nuevo con un tubo API 5L X52 con largo tiempo en servicio. Memorias del XV Congreso Nacional de Soldadura. Querétaro, México. Septiembre 2004.

21. Cisilino, A.P.C., M. D.; Otegui, J. L., Minimum thickness for circumferential sleeve repair fillet welds in corroded gas pipelines. International Journal of Pressure Vessel and Piping. 2002.

22. Institute, E.W., Guidelines for weld deposition repair on pipelines. EWI project no. 40545. EWI. 1997.

Bibliografía.

58

23. Moring Faires, V., Termodinámica. Editado por la Universidad de la Habana, facultad de tecnología, Ciudad de la Habana. 1969.

24. Pearson, J.T., Fundamentals of heat and mass transfer. Edition. Matters of special interest included.

25. autores., C.d., Técnicas de conservación energética en la industria. Tomo I. Edición Revolucionaria. La Habana. 1987.

26. Sabapathy, P.N., Wahab, M. A., Painter, M. J., Numerical methods to predict failures during in service welding of gas pipelines. Journal of Strain Analysis. 2001. 36. Nº 6.

facultad de ingenieria mecanica centro de …

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