el API RP 579 Espanol

SECCIÓN 1- INTRODUCCIÓN

(Enero, 2000) 1.1

Introducción

Los códigos y estándares de diseño ASME y API para equipos presurizados proporcionan normas para el diseño, fabricación, inspección y prueba de nuevos recipientes a presión, sistemas de tubería y tanques de almacenamiento. Estos códigos no abarcan el hecho de que el equipo se degrada durante el servicio y que se pueden encontrar deficiencias debido a la degradación o a partir de la fabricación original durante inspecciones subsiguientes. Las valoraciones de Fitness for Service (FFS- Ajustes para el Servicio) son evaluaciones de ingeniería cuantitativas que se realizan para demostrar la integridad estructural de un componente en servicio que tenga una falla o daño. Esta Práctica Recomendada brinda una guía para realizar valoraciones FFS utilizando metodologías preparadas específicamente para equipos en la industria petroquímica y de refinería. Las guías proporcionadas en esta práctica pueden ser usadas para tomar decisiones de operación- reparación o reemplazo que ayuden a garantizar que el equipo presurizado con fallas identificadas por la inspección, puedan continuar funcionando dentro de las normas de seguridad. 1.2

Alcance

1.2.1

Los métodos y procedimientos en esta práctica recomendada están planeados para complementar los requerimientos en API 510, API 570, y API 653. Los procedimientos de evaluación en esta práctica recomendada pueden ser utilizados para valoraciones FFS y para la recalibración de componentes diseñados y construidos según los siguientes códigos:

1.2.2

• • • • • • •

1.2.3

Código ASME B&PV, Sección VIII, División 1 Código ASME B&PV, Sección VIII, División 2 Código ASME B&PV, Sección 1 Código de Tubería ASME B31.3 Código de Tubería ASME B31.1 API 650 API 620

Los procedimientos en esta práctica recomendada también pueden ser aplicados a equipos presurizados construidos según otros estándares y códigos reconocidos, incluyendo estándares internacionales y corporativos nacionales. Esta práctica recomendada tiene una amplia aplicación ya que los procedimientos de evaluación se basan en métodos de tensión permisible y cargas de pandeo plástico para fallas que no presenten fracturas, y estrategias basadas en FAD para fallas con fractura fractura (ver sección sección 2, párrafo 2.4.2)

1.2.3.1 Se aconseja que el usuario revise primero la discusión de validación del apéndice H cuando los procedimientos de esta práctica recomendada se apliquen a equipos presurizados que no se construyan según los códigos relacionados en el parágrafo 1.2.2. La información del apéndice H, junto con el conocimiento de las diferencias en los códigos de diseño, deben hacer h acer posible que el usuario factorice, mida mida o ajuste los límites de aceptación de esta práctica recomendada recomendada de modo que se pueda obtener el margen de FFS en servicio, con equipos no construidos según estos códigos. Al evaluar otros códigos y estándares estándares se deben considerar los siguientes siguientes atributos de los códigos de diseño ASME y API: Especificaciones de material Límites superiores e inferiores de temperatura para materiales específicos Propiedades de resistencia de material y la base de tensión permisible del diseño Requerimientos de resistencia a la fractura del material Normas de diseño para para las secciones de recubrimiento recubrimiento Normas de diseño para las discontinuidades del recubrimiento tales como boquillas y transiciones cónicas. Requerimientos de diseño para cargas cíclicas Requerimientos de diseño para operación en el promedio de flujo • • • • • •

• •

• • •

Eficiencia o factores de calidad en la soldadura Detalles de fabricación y calidad de manufactura Requerimientos de inspección, especialmente para uniones soldadas.

1.2.3.2 Como alternativa, los usuarios tienen la opción de correlacionar la especificación del material componente presurizado con una de las especificaciones de material ASME o API equivalentes para determinar una tensión permisible asociada. Esta aproximación le brinda un punto de entrada hacia los códigos ASME o API (tome como referencia el Apéndice A) donde el componente presurizado se reconcilia o se hace equivalente a las bases de diseño asumidas para esta práctica recomendada. Así que la equivalencia general se establece y el usuario puede entonces aplicar, sin alteración, los límites de aceptación de estos procedimientos de ajuste para el servicio. Las especificaciones de material ASME y ASTM equivalentes ofrecen un medio satisfactorio para iniciar una reconciliación entre los códigos de diseño ASME y API, y otros códigos y estándares. Sin embargo, el usuario debe tener cuidado de considerar también los efectos los requerimientos de inspección y fabricación sobre la base del diseño (ej. Eficiencia de la unión con respecto al tamaño mínimo del grosor). 1.2.4 Los procedimientos de evaluación de FFS en esta práctica recomendada cubren la integridad presente del componente dado un estado actual de daño y la vida restante proyectada. Las técnicas de evaluación están incluidas para evaluar fallas tales como: corrosión localizada y general, vejigas, laminaciones y picaduras localizadas y esparcidas, mala alineación de soldaduras y distorsiones de recubrimiento, y fracturación ambiental. Además las técnicas de evaluación sirven para evaluación de la condición del equipo incluyendo resistencia a la fractura por fragilidad, daño del flujo a largo plazo y daño por incendio. 1.2.5 Los procedimientos analíticos, las propiedades de material incluyendo efectos ambientales, las normas NDE y los requerimientos de documentación están incluidos en los procedimientos de valoración FFS en el presente texto. Además se proporcionan guías cualitativas y cuantitativas para establecer la vida remanente y los márgenes de servicio para la operación continua del equipo, con respecto a las condiciones de operación y la compatibilidad ambiental. 1.2.6 Los procedimientos de evaluación de FFS en esta práctica recomendada cubren situaciones que involucran fallas comúnmente encontradas en la industria petroquímica y de refinería en los recipientes a presión, en las tuberías y en los tanques. Los procedimientos no tienen como objetivo ofrecer una guía definitiva para todas las situaciones posibles que se puedan encontrar. Sin embargo, se brinda flexibilidad al usuario en forma de un nivel de evaluación avanzado para manejar situaciones poco comunes que puedan requerir de un análisis más detallado. 1.2.7 Los métodos y procedimientos en esta práctica recomendada también pueden ser utilizados en conjunción con el National Board Inspection Code (NBIC- Código Nacional de Inspección) en la medida permitida actualmente por ese documento y las normas locales. 1.3

Organización y Uso

En la sección 2.0 de este documento se describen la organización, la aplicabilidad y li mitaciones, la información requerida, las técnicas de análisis y los requerimientos de documentación. Además se ofrece una vista general de los criterios de aceptación utilizados en todo el documento para cualificar un componente con una falla. Los usuarios de la tecnología de evaluación FFS por primera vez, deben revisar cuidadosamente la sección 2.0 antes de iniciar un análisis. 1.4

Responsabilidades

1.4.1

Propietario- Usuario

El propietario- usuario de equipo presurizado debe tener la responsabilidad general para realizar las evaluaciones de ajuste para el servicio (FFS ) utilizando los procedimientos procedimientos en esta práctica recomendada. 1.4.2

Inspector

1.4.2.1 El Inspector será el responsable ante el propietario- usuario de determinar que se cumplan los requerimientos de API 510, API 570 y API 653 para inspección y prueba. Además debe proporcionar todos los datos de inspección necesarios requeridos para una evaluación FFS de acuerdo con la sección apropiada de este documento.

1.4.2.2 El inspector debe garantizar que los resultados de la evaluación se documenten y se archiven con los registros permanentes del equipo. 1.4.2.3 En algunos casos, el inspector también puede ser el responsable de la evaluación FFS si se realiza un tipo de análisis de apantallado (nivel 1, ver sección 2, párrafo 2.4 para definición) 1.4.3

Ingeniero

1.4.3.1 El ingeniero es el responsable ante el propietario- usuario de la mayoría de evaluaciones de ajuste para el servicio, de la documentación y de las recomendaciones resultantes. La excepción es que el análisis de apantallado (nivel 1, ver sección 2, párrafo 2.4 para definición), puede ser realizado por un inspector; sin embargo, aún en este caso, el ingeniero debe revisar el análisis. 1.4.3.2 En el contexto de este documento, el término Ingeniero se aplica a la combinación de las siguientes disciplinas a menos que se cite una específicamente. En muchos casos, una evaluación FFS requerirá de varias disciplinas ingenieriles y en algunos se toma información de todas las descritas a continuación: a. Ingeniero Metalúrgico o de Materiales- Sus responsabilidades incluyen la identificación de los mecanismos de daño al material, el establecimiento de promedios de corrosión/ erosión, la determinación de las propiedades del material incluyendo parámetros de resistencia y parámetros de crecimiento de fallas, el desarrollo de métodos apropiados de solución, los programas de monitoreo monitoreo y la documentación. b. Ingeniero Estructural o Mecánico- Sus responsabilidades incluyen los cómputos del espesor mínimo requerido y/o el MAWP (MFH) para un componente, y cualquier análisis térmico de tensión requerido. El ingeniero mecánico debe conocer el diseño del equipo presurizado incluyendo tuberías y tanques. c. Ingeniero de Inspección- Sus responsabilidades incluyen aquellas establecidas para el ingeniero mecánico o el ingeniero de materiales y las que se le atribuyen al inspector. d. Ingeniero de Mecánica de Fracturas- Las responsabilidades incluyen la evaluación de fallas por fractura utilizando los principios de la mecánica de fracturas. fracturas. El ingeniero mecánico o el materiales también puede cumplir esta función. e. Ingeniero de Examen no Destructivo (NDE)- Sus responsabilidades incluyen el desarrollo de métodos para detectar, caracterizar y medir o cuantificar el tamaño del daño. Además el ingeniero NDE debe recomendar y garantizar la exactitud de la técnica NDE utilizada para el dimensionamiento de fallas. El Ingeniero mecánico, el de materiales o el de inspección también puede cumplir con esta función. f. Ingeniero de Procesos- Sus responsabilidades incluyen la documentación de las condiciones de operación pasadas y futuras, teniendo en cuenta la identificación de la sustancia contenida y los niveles de contaminante. El ingeniero de procesos debe tener estudios de ingeniería química. 1.5

Requisitos

1.5.1

Los requisitos para el inspector (ver párrafo 1.4.2) deben ser según API 510, API 570 y API 653, según sea necesario. Los ingenieros (ver párrafo 1.4.3) involucrados en las evaluaciones FFS deben tener título en Ingeniería y como mínimo dos años de experiencia en inspección y análisis de fallas, o el diseño, construcción, reparación y operación de tuberías y tanques presurizados en la industria petroquímica y de la refinería. refinería. Los requisitos para el inspector (ver párrafo 1.4.2) y el ingeniero (ver párrafo 1.4.3) también se deben ajustar a cualquier cualificación especial exigida por el propietario/usuario.

1.5.2

1.5.3 1.6

Definición de Términos

Las definiciones de términos técnicos comunes utilizados a lo largo de este documento pueden ser encontradas en el Apéndice I. 1.7

Referencias

1.7.1

En todo este documento, se hace referencia a diversos códigos, estándares, prácticas recomendadas e informes informes técnicos internacionales que cubren: cubren:

• • • •

Diseño, fabricación, inspección y prueba de tubería y tanques presurizados. Inspección en servicio de tubería y tanques presurizados. Estándares FFS aplicables a componentes soldados. Selección y comportamiento de materiales en ambientes de procesamiento plantas químicas y de refinería.

Las normas para el uso de estos códigos, estándares, prácticas recomendadas e informes técnicos se establecen en cada sección y apéndice de este documento. Los códigos, estándares y prácticas recomendadas referenciadas en este documento con el año de edición aceptable se relacionan en la tabla 1.1. 1.7.2

Las referencias a otras publicaciones que sirvan de antecedente y otra información pertinente a los procedimientos de evaluación utilizados en esta práctica recomendada se incluyen en cada sección y apéndice, según aplique.

1.8

Tablas

Tabla 1.1 Códigos, Estándares y Prácticas Recomendadas

Título Cálculo del Grosor de los Tubos del Calentador en las Refinerías de Petróleo Reconocimiento de Condiciones que Causan Deterioro o Falla Inspección de Tubería, Tubos, Válvulas y Uniones Práctica Recomendada para la Inspección de Tanques de Almacenamiento de Baja Presión y Presión Atmosférica Inspección de Dispositivos de Alivio de Presión Práctica Recomendada para la Inspección de Soldaduras Práctica Recomendada para Identificación Positiva de Materiales Práctica Recomendada para Inspección Basada en Riesgos Inspección de Contenedores Presurizados Inspección de Hervidores y Calentadores Código de Inspección de Contenedores Presurizados: Inspección de Mantenimiento, Recalibración, Reparación y Alteración Diseño y Construcción de Tanques de Almacenamiento, Grandes, Soldados y de Baja Presión. Tanques de Acero Soldados para el Almacenamiento de Petróleo Inspección, Reparación, Alteración y Reconstrucción de Tanques Manual para determinar la Resistencia Remanente de Poliductos Corroídos Código Nacional de Inspección Código de Inspección de Tubería: Reparación, Alteración y Recalibración de Sistemas de Tubería en Servicio Documento de Recursos Base. Inspección Basada en Riesgos Aceros para Servicio de Hidrógeno a Temperaturas y Presiones Elevadas en Refinerías de Petróleo y Plantas Petroquímicas Evitando Fracturas Ambientales en Amino Unidades

Identificación ANSI/QPI RP 530

Año (1) Cuarta Edición, 1996

ANSI/QPI RP 571

En progreso

ANSI/QPI RP 574

Ver nota 2

ANSI/QPI RP 575

Ver nota 2

ANSI/QPI RP 576

Ver nota 2

ANSI/QPI RP 577

En progreso

ANSI/QPI RP 578

En progreso

ANSI/QPI RP 580

En progreso

ANSI/QPI RP 572 ANSI/QPI RP 573 ANSI/QPI RP 510

Ver nota 2 Ver nota 2 Octava Edición, Junio, 1997

ANSI/QPI Std 620

Novena Edición, 1996

ANSI/QPI Std 650 ANSI/QPI Std 653

Novena Edición, 1993 (incluyendo adendo 1,2,3) Segunda Edición, 1995

ANSI/ASME B31G

1991

ANSI/NB-23 API 570

1995 Primera Edición, Junio, 1993

API Publ 581

Ver nota 2

API RP 941

Quinta Edición, Enero, 1997

API RP945

Ver nota 2


Título Cargas Mínimas de Diseño para Edificios y Otras Estructuras Método Alternativo para Normas de Reemplazo en Área para Aberturas con Presión Interna, Sección VIII, División 1 Método Alternativo para Calcular Tensiones Máximas Permisibles con Base en un factor de 3.5 sobre Resistencia Tensil, Sección II y Sección VIII, División 1 Normas Alternativas para Determinar las Tensiones de Compresión Permisibles para Cilindros, Conos, Esferas y Cabezas Formadas, Sección VIII, Divisiones 1 y 2 Método Alternativo para Calcular Tensiones Máximas Permisibles con Base en un factor de 3.5 sobre Resistencia Tensil, Sección II y Sección VIII, División 1 Normas para la Construcción de Hervidores de Corriente Código de Contenedores Presurizados y Hervidores, Sección II, Parte D- Propiedades Subsección NH- Clase 1 Componentes en Servicio a Temperaturas Elevadas Código de Contenedores Presurizados y Hervidores, Sección VIII, Contenedores Presurizados División 1 Código de Contenedores Presurizados y Hervidores, Sección VIII, Contenedores Presurizados División 2, Normas Alternativas Normas para la Inspección en Servicio de Plantas de Energía Nuclear Uniones de Acero Manufacturadas Tubería de Proceso Especificaciones para Requerimientos Generales para Placas de Acero y Contenedores Presurizados Tubo de Acero con Aleación Niquel- Cromo y Soldadura de Fusión Eléctrica para Servicio a Alta Temperatura Métodos y Definiciones de Prueba Estándar para Pruebas Mecánicas de Productos de Acero Requerimientos Generales para Tubos de Acero y Carbón Especializado

Identificación Asce 7

Año (1) Ver nota 2

ASME B&PV Código de Caso 2168

1995


1998


1998


1998

ASME B&PV Sección I

1999

ASME B&PV B&PV Sección II, Parte D ASME B&PV B&PV Sección III, División 1 ASME B&PV B&PV Sección VIII, División 1

1999

ASME B&PV B&PV Sección VIII, División 2

1999

ASME B&PV Sección XI

1999

ASME B16.5

1995

ASME B 31.3 ASTM A20

1996 Ver nota 2

ASTM A358

Ver nota 2

ASTM A 370

1990

ASTM A 530

Ver nota 2

1997 1999


Título Tubos de Acero soldados por fusión Eléctrica para Bajas Temperaturas Tubos de Acero soldados por fusión Eléctrica para Servicio a Alta Presión y Temperaturas Moderadas Tubo de Acero de Aleación y Carbón, soldado por fusión eléctrica para servicio a alta presión y altas temperaturas Prácticas Estándar para Conteo de ciclos en Análisis de Fatiga Método de Prueba Estándar para Medición de Resistencia a la Fractura Método de Prueba para la Determinación de Temperatura de Referencia, T para Aceros Ferríticos en la distancia de Transición Método de Prueba Estándar para la Medición de Promedios de Crecimiento de Fracturas por Fatiga Métodos de Prueba de Tensión en Materiales Metálicos Guía Estándar para el Examen y Evaluación de la Corrosión Especificación para Contenedores Presurizados con Soldadura por Fusión desionizada Método para la Determinación de K IC IC , CTOD crítico y Valores Críticos de Soldadura en Materiales Metálicos Código de Práctica para Diseño y Evaluación de Estructuras de Acero Guía sobre Métodos para Evaluar la aceptabilidad de fallas en las Estructuras Guía sobre Métodos para Evaluar la aceptabilidad de fallas en Estructuras soldadas por fusión Métodos para la Evaluación de la Influencia de Crecimiento de Fracturas sobre la Importancia de Defectos en Componentes que funcionen a altas Temperaturas Diseño de tubos presurizados de acero Diseño de Dobleces de Acero en Poliductos Presurizados Resumen de las Propiedades de Ruptura por Tensión de Aceros Forjados para Hervidores y Contenedores Presurizados

Identificación ASTM A671

Año (1) Ver nota 2

ASTM A672

Ver nota 2

ASTM A691

Ver nota 2

ASTM A1049

1990

ASTM E1870

1996

ASTM E1921

1998

ASTM E647

1988

ASTM E8

Ver nota 2

ASTM G46

Ver nota 2

BS 5500

Ver nota 2

BS7448, Parte 2

1997

Bs7608

Ver nota 2

BS 7910

1999

BS PD 6493

1991

BS PD 6539

1994

DIN 2413 Parte 1 DIN 2413 Parte 2

Ver nota 2 Ver nota 2

ISO/TR 7468- 1981 (E)

Ver nota 2


Título Guía sobre Evaluación de la Competencia para el Propósito de Estructuras Soldadas, Borrador para Desarrollo Guías para la Detección, Reparación y Mitigación de Fracturas de Contenedores Presurizados para Refinería de Crudo en Ambientes H2S Húmedos Procedimiento de Evaluación para Respuesta de las Estructuras a Altas Temperaturas Evaluación de la Integridad de Estructuras que tengan Defectos Evaluación de Márgenes de Diseño para Código ASME Sección VIII Evaluación de Márgenes de Diseño para Código ASME Sección VIII, Divisiones 1 y 2- Estudios Fase 2 Un procedimiento para la Evaluación Segura de Componentes con Fracturas- Manual Método de Evaluación para Fallas en uniones soldadas por Fusión con respecto a Fractura por Fragilidad y Crecimiento de la Fractura por Fatiga

Identificación IIW/IIS- SST 1157

Año (1) 1990

NACE Std RP0296

1996

Nuclear Electric R- 5

1998

Nuclear Electric R- 6

1998

Pvrec

Marzo, 1996

PVRC

Junio, 1997

SAQ/FOU- Informe 96/08

1997

WES 2805

1997

Notas: 1. Las ediciones específicas de los Estándares donde se presenta una fecha contiene provisiones relevantes a esta edición de API 579 2. Las actualizaciones para API 579 no considerarán cambios en este documento. Generalmente, la última edición de este documento puede ser utilizada al realizar una evaluación, en la medida en que el componente del equipo que está evaluando cumpla con las limitaciones estipuladas allí. Sin embargo, en algunas evaluaciones se debe utilizar la edición vigente del documento si así lo consideran los requerimientos jurisdiccionales o el juicio del ingeniero que está realizando la evaluación.

SECCIÓN 2- Procedimiento de Evaluación de Ingeniería de Competencia para el Servicio S ervicio (Enero, 2000)

2.1

Generalidades

2.1.1

Este documento contiene los procedimientos de evaluación de Competencia para el Servicio (FFS) que pueden ser utilizados para valorar los componentes presurizados que presenten fallas o daños. Si los resultados de una evaluación FFS indican que el equipo es adecuado para las condiciones actuales de operación, el equipo puede continuar siendo operado dado que se establezcan programas de inspección/ monitoreo. Si los resultados de la evaluación FFS indican que el equipo no es adecuado para las condiciones actuales de operación, se proporcionan métodos de cálculo para recalibrar el componente. Para componentes presurizados (ej. Contenedores y tu bería) estos métodos de cálculo pueden ser utilizados para encontrar una Presión de Trabajo Máxima Permisible (MAWP) y una temperatura coincidente. Para los componentes del tanque (cursos de recubrimiento) los métodos de cálculo pueden ser utilizados para determinar una Altura Máxima de Llenado (MFH) reducida.

2.1.2

Los procedimientos de evaluación de FFS en este documento están organizados por tipo de falla y mecanismo de daño. En la tabla 2.1 aparece una lista de tipos de falla y mecanismos de daño y la sección correspondiente que proporciona la metodología FFS. En algunos casos puede ser necesario utilizar los procedimientos de evaluación de múltiples secciones si tipo primario de daño no es evidente. Por ejemplo, la pérdida de metal en un componente puede estar asociada con la corrosión general, la corrosión local y la picadura. Si están presentes múltiples mecanismos de daño, se puede identificar una clase de degradación para ayudar en la evaluación. En la figura 2.1 aparece una vista general de las clases de degradación que aparecen en este documento. Como se indicó en esta figura, puede ser necesario evaluar varios tipos de fallas y mecanismos de daño para determinar la Competencia para el Servicio de un componente. Cada sección referenciada dentro de una clase de degradación incluye la guía sobre cómo realizar una evaluación cuando están presentes múltiples mecanismos de daño.

2.1.3

En esta sección se presenta el procedimiento general de evaluación de Competencia para el Servicio utilizado en esta Práctica Recomendada Recomendada (RP) para todos los tipos de falla. En los siguientes ocho pasos se ofrece una vista general general del procedimiento. procedimiento. Las siguientes secciones en esta esta RP utilizan esta metodología de evaluación para un tipo de falla o mecanismo de daño específico y proporcionan detalles específicos que cubren los pasos 2 a 8 de este procedimiento.

2.1.3.1 Paso 1- Identificación de Fallas y Mecanismos de Daño: El primer paso en una evaluación de Competencia para el Servicio es identificar el tipo de falla y la causa del daño (ver párrafo 2.1.2). Se puede utilizar el diseño original original y las prácticas de fabricación, el material material de construcción, la historia historia de servicio, y las condiciones ambientales para determinar la causa probable del daño. En el apéndice G se proporciona una vista general de mecanismos de daño que pueden ayudar a identificar las causas probables. Una vez que se identifica el tipo de falla, se puede seleccionar la sección apropiada de este documento para la evaluación (Ver tabla 2.1 y figura 2.1) 2.1.3.2 Paso 2- Aplicabilidad y Limitaciones de los Procedimientos de Evaluación FFS: La aplicabilidad y limitaciones del procedimiento de evaluación se describen en cada sección y se puede tomar una decisión respecto a si se debe o no continuar con la evaluación. 2.1.3.3 Paso 3- Requerimientos de Información: La información requerida para una evaluación FFS depende del tipo de falla o mecanismo de daño que se esté evaluando. Los requerimientos de información pueden incluir: datos sobre el diseño original del equipo, información relacionada con mantenimiento e historia operacional, servicio futuro esperado, y datos específicos de la evaluación FFS tales como tamaño de la falla, estado de esfuerzo en el componente en el sitio de la falla, y

Enero 2000

PRÁCTICA RECOMENDADA PARA COMPETENCIA PARA EL SERVICIO

2-2

propiedades del material. En esta sección se abarcan los requerimientos de información comunes a todos los procedimientos de evaluación FFS. Los requerimientos de información específicos de un mecanismo de daño o tipo de falla se cubren en la sección que contiene los procedimientos de evaluación correspondientes. 2.1.3.4 Paso 4- Técnicas de Evaluación y Criterios de Aceptación: Las técnicas de evaluación y los criterios de aceptación se proporcionan en cada sección. Si existen múltiples mecanismos de daño, puede ser necesario utilizar más de una sección para la evaluación. 2.1.3.5 Paso 5- Evaluación de la Vida Remanente: Se debe realizar un cálculo de la vida remanente o tamaño de la falla limitante con el propósito de establecer un intervalo de inspección. La vida remanente se establece utilizando los procedimientos de evaluación FFS con un cálculo de daño futuro. La vida remanente puede ser utilizada en conjunto con un código de inspección para establecer un intervalo de inspección. 2.1.3.6 Paso 6- Correctivos: Los métodos correctivos se proporcionan en cada sección con base en el mecanismo de daño o tipo de falla. En algunos casos, las técnicas correctivas pueden ser utilizadas para controlar daño futuro asociado asociado con crecimiento crecimiento de fallas o degradación de material. material. 2.1.3.7 Paso 7- Monitoreo en Servicio: En cada sección aparecen los métodos para monitoreo en servicio con base en el mecanismo de daño o tipo de falla. El monitoreo en servicio puede ser empleado para aquellos casos donde no se puede establecer adecuadamente una vida remanente y un intervalo de inspección por las complejidades asociadas con el ambiente de servicio. 2.1.3.8 Paso 8- Documentación: La documentación debe incluir un registro de toda la información y las decisiones tomadas en cada uno de los pasos anteriores para calificar el componente para operación continua. En esta sección se cubren los requerimientos de información comunes a todos los procedimientos de evaluación FFS. Los requerimientos de información específicos para un mecanismo de daño o tipo de falla se cubren en la sección que contiene los procedimientos de evaluación correspondientes.

2.2

Generalidades

2.2.1

Los procedimientos de evaluación FFS en este documento fueron desarrollados para valorar los componentes con una falla resultante de diversos mecanismo de daño. En el contexto de este documento, un componente se define como cualquier parte presurizada que está diseñada utilizando un código o estándar reconocidos reconocidos a nivel nacional (ver párrafo párrafo 2.2.2). El equipo se define define como un ensamblaje de componentes. Por lo tanto, el equipo presurizado cubierto en este documento incluye todos los componentes de contenedores presurizados, tuberías y tanques de almacenamiento. Los procedimientos de Competencia para el Servicio para estructuras fijas y de techo flotante, las placas inferiores de los tanques se cubren en la sección 2 del API 653.

2.2.2

Los procedimientos de evaluación FFS en este documento fuero desarrollados asumiendo que el componente fue diseñado y fabricado según un código o estándar reconocidos (ver sección 1, párrafos 1.2.2 y 1.2.3.)

2.2.3

Para componentes de equipo que se descubra que no han sido diseñados o construidos según los criterios de diseño originales, los principios en este documento pueden ser utilizados para evaluar el daño en servicio y la condición relativa al diseño planeado. Las evaluaciones FFS de este tipo deben ser realizados por un Ingeniero (ver sección 1, Párrafo 1.4.3.) con conocimientos y experiencia en los requerimientos de diseño del código aplicable.

2.2.4

Cada sección de este documento donde se describen los procedimientos de evaluación FFS incluye un segmento que establece la aplicabilidad y limitaciones de los procedimientos. Las limitaciones y la aplicabilidad de un procedimiento de análisis se establecen en relación con el Nivel de Evaluación (ver párrafo 2.4)

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2.3

Requerimientos de Información

2.3.1

Información de Diseño Original del Equipo

2-3

2.3.1.1 La siguiente información de diseño original del equipo debe ser recopilada para realizar una evaluación FFS. La cantidad de datos requeridos depende del mecanismo de daño y el nivel de evaluación. En la tabla 2.2 se incluye una hoja de datos para registrar la información requerida que es común a todas las evaluaciones FFS. Además, se incluye una hoja de datos separada con cada sección de este documento para registrar información específica al tipo de falla, mecanismo de daño y procedimiento de evaluación. a. La información para los contenedores presurizados puede incluir: 1. Un Reporte de Información del Fabricante ASME o, si el contenedor no está Codificado, cualquier documentación o especificaciones equivalentes. 2. Diagramas de fabricación del contenedor que muestren suficientes detalles para permitir el cálculo de MAWP del componente que tenga la falla. Si se desea recalibrar a una condición diferente de presión o temperatura , esta información debe estar disponible para todos los componentes afectados. Se pueden utilizar esquemas detallados con información necesaria para realizar los cálculos de MAWP si no existen existen los diagramas diagramas de fabricación originales. 3. Los cálculos de diseño originales o actualizados para los casos de carga en la Tabla A.1 del apéndice A. 4. Los registros de inspección para el componente en el momento de la fabricación. 5. La Especificación de Diseño del Usuario si el contenedor está diseñado según el Código ASME, Sección VIII, División 2. 6. Reportes de Prueba del Material 7. Información de los dispositivos de alivio de presión incluyendo la válvula de alivio de presión e información información de la capacidad. capacidad. 8. Un registro del hidrotest original incluyendo la presión de prueba y la temperatura del metal en el momento de la prueba, o de no estar disponible, la temperatura del agua o del ambiente. b. La información para los componentes de la tubería puede incluir: 1. Listas de la Línea de Tubería o cualquier otra documentación que muestre las condiciones de diseño del proceso y una descripción de la clase de tubería incluyendo especificaciones de material, grosor de la pared del tubo y calibración de la temperatura y la presión. 2. Diagramas isométricos de la tubería que sean necesarios para realizar la evaluación FFS. Los diagramas isométricos de la tubería deben incluir suficientes detalles para permitir un cálculo de la flexibilidad de la tubería si este análisis es considerado necesario por el Ingeniero para determinar la MAWP (Presión de Operación Máxima Permisible) de todos los componentes. Se pueden utilizar esquemas detallados con la información necesaria para realizar los cálculos de MAWP si no están disponibles los diagramas isométricos originales de la tubería. 3. Los cálculos de diseño originales o actualizados para los casos de carga en la Tabla A.1 del apéndice A.

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2-4

4. Reportes de Prueba del Material 5. Un registro del hidrotest original incluyendo la presión de prueba y la temperatura del metal en el momento de la prueba, o de no estar disponible, la temperatura del agua o del ambiente c.

La información para los tanques puede incluir 1. La hoja de datos API original. 2. Diagramas de fabricación que muestren suficientes detalles para permitir el cálculo de la altura máxima de llenado (MFH) para tanques de almacenamiento atmosférico y la MAWP para los tanques de almacenamiento almacenamiento de baja presión. presión. Se pueden utilizar esquemas esquemas detallados con la información necesaria si no están disponibles los diagramas originales de fabricación. 3. Los cálculos de diseño originales o actualizados para los casos de carga en la Tabla A.1 del apéndice A. 4. Los registros de inspección para el componente en el momento de la fabricación 5. Reportes de Prueba del Material 6. Un registro del hidrotest original incluyendo la presión de prueba y la temperatura del metal en el momento de la prueba, o de no estar disponible, la temperatura del agua o del ambiente

2.3.1.2 Si alguno de estos datos no está disponible, se deben realizar mediciones físicas o inspecciones de campo de los componentes para proporcionar la información información necesaria para realizar la evaluación.

2.3.2

Historia Operacional y de Mantenimiento

2.3.2.1 Debe existir un registro progresivo de lo siguiente para el equipo que se está evaluando. La cantidad de información requerida depende del mecanismo de daño y el nivel de evaluación. a. Se debe obtener la presión y temperatura de operación reales, incluyendo las condiciones desfavorables. Si no existe este dato, se debe hacer una aproximación con base en la información operacional disponible y mediante consultas al personal de operaciones. Podría requerirse un histograma de operación con datos de temperatura y presión registrados simultáneamente para algunos tipos de evaluación FFS. b. La documentación de cualquier cambio significativo en condiciones de servicio, incluyendo presión, temperatura, contenido contenido de fluido y rata de corrosión. Se deben revisar y documentar las condiciones de servicio pasadas y futuras. c. La fecha de instalación y un resumen de todas las alteraciones y reparaciones incluyendo los cálculos requeridos, los cambios de material, los diagramas y los procedimientos. Los cálculos deben incluir los grosores de pared requeridos y la MAWP (MFH para los tanques de almacenamiento atmosférico), incluyendo la definición y provisiones para cargas complementarias tales como cabeza de líquido estático, viento, y cargas sísmicas. d. Un registro de todos los hidrotest realizados realizados como parte de la reparación reparación incluyendo la presión presión de prueba y la temperatura del metal en el momento de la prueba, o de no estar disponible, la temperatura del agua o del ambiente

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2-5

e.

Los resultados de exámenes en servicio anteriores incluyendo las medidas del espesor de la pared y otros resultados NDE que puedan ayudar a determinar la integridad estructural del componente, establecer un promedio de corrosión.

f.

Registros de todas las reparaciones y modificaciones internas.

g. Registros de lecturas “ a plomo” de contenedores verticales. h. Registros de las bases si la corrosión que se está evaluando está ubicada en el curso del recubrimiento inferior del tanque.

2.3.2.2 Si alguno de estos datos no está disponible, se deben realizar mediciones físicas para proporcionar la información necesaria para realizar la evaluación 2.3.3

Datos/ Medidas Requeridos para una Evaluación FFS

2.3.3.1 Cada sección es este documento que contiene procedimientos de evaluación FFS, incluye requerimientos específicos de medidas y caracterización de fallas con base en el mecanismo de daño que se esté evaluando. Los ejemplos de caracterización de falla incluyen perfiles de grosor para erosión/corrosión local, profundidad de la picadura y dimensiones de las fallas en forma de grietas. La cantidad de información y los datos requeridos para una evaluación FFS depende del nivel de evaluación y el mecanismo de daño que se está valorando. 2.3.3.2 La Provisión de Corrosión Futura (FCA) se de debe establecer para el periodo de operación futuro que se planee. La FCA debe estar basada en información de inspecciones pasadas o datos de corrosión en relación con el material componente en un ambiente similar. Los datos sobre corrosión pueden ser obtenidos en la Publicación API 581 u otras fuentes (ver párrafo A.2.7 del apéndice A). La FCA se calcula multiplicando la corrosión anticipada por el periodo de servicio futuro considerando los requerimientos de intervalo de inspección del código de inspecciones aplicable. Los procedimientos de evaluación FFS en este documento incluyen provisiones para garantizar que la FCA esté disponible para el periodo de operación futuro planeado. 2.3.4

Recomendaciones para la Técnica de Inspección

2.4

Técnicas de Evaluación y Criterios de Aceptación

2.4.1

En cada sección de este documento se proporcionan tres niveles de evaluación que cubren los procedimientos de evaluación FFS. En cada una de ellas se incluye un diagrama lógico para ilustrar la forma en que están interrelacionados estos niveles de evaluación. En general, cada nivel de evaluación proporciona un equilibrio entre el conservatismo, la cantidad de información requerida para la evaluación, la destreza del personal que realiza la evaluación, y la complejidad del análisis que se está haciendo. El nivel 1 es el más conservador, pero es el más fácil. Los realizadores generalmente proceden en secuencia del nivel 1 al nivel 3 si el nivel de evaluación actual no proporciona un resultado aceptable, o no se puede determinar un curso de acción claro. Más adelante se describen las generalidades de cada nivel y su uso prescrito.

2.4.1.1 Nivel 1- Los procedimientos de evaluación incluidos en este nivel están planeados para proporcionar criterios de monitoreo conservadores que pueden ser utilizados con una cantidad mínima de inspección o información del componente. Las evaluaciones de nivel 1 pueden ser realizadas por personal de ingeniería o de inspección de plantas (ver sección 1, párrafos 1.4.2. y 1.4.3.) 2.4.1.2 Nivel 2- Los procedimientos de evaluación incluidos en este nivel, están planeados para proporcionar una valoración más detallada que produzca resultados más precisos que los del nivel 1. En una evaluación nivel 2, se requiere información de inspección similar a la requerida para una nivel 1; sin embargo, en ésta se utilizan cálculos más detallados. Las evaluaciones nivel 2 serían realizadas por ingenieros de planta o especialistas en ingeniería con experiencia en evaluaciones FFS.

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2.4.1.3 Nivel 3- Los procedimientos incluidos en este nivel intentan proporcionar la evaluación más detallada que produzca resultados más precisos que los de nivel 2. En una evaluación nivel 3 se requiere una inspección más detallada y mayor información de los componentes, además el análisis recomendado se basa en técnicas numéricas tales como el método de elementos finitos. El análisis de este nivel está diseñado para especialistas en ingeniería con experiencia en evaluaciones FFS. 2.4.2

Cada una de las metodologías de evaluación FFS presentadas en este documento utiliza alguno de los siguientes criterios aceptables:

2.4.2.1 Esfuerzo Permisible: Este criterio de aceptación se basa en el cálculo de esfuerzos resultante de diferentes condiciones de carga, de la clasificación y superposición de resultados de esfuerzo y de la comparación los esfuerzos calculados en una categoría o clase asignadas para un valor de esfuerzo permisible. En el apéndice B se incluye una vista general y algunos aspectos de estos criterios de aceptación. El valor de esfuerzo permisible generalmente se establece como una fracción de esfuerzo de ruptura o tracción a temperaturas ambiente y en servicio, y esta fracción puede estar asociada con un margen de diseño. Este método de criterio de aceptación actualmente se utiliza en la mayoría de nuevos códigos de diseño de construcción. En su aplicación para FFS, este método ha comprobado tener aplicabilidad limitada debido a la dificultad para establecer clasificaciones de esfuerzo para los componentes con fallas. Como alternativa , se pueden utilizar métodos de evaluación basados en análisis elástico- plásticos (ver apéndice B, párrafo B.6.4). Los métodos de análisis elástico- plásticos fueron usados para desarrollar el Factor de Resistencia Remanente (ver párrafo 2.4.2.2) 2.4.2.2 Factor de Resistencia Remanente- Los procedimientos de evaluación estructural utilizando el análisis de esfuerzo elástico lineal con clasificación de esfuerzo y criterios de aceptación de esfuerzo permisible, proporcionan tan sólo una aproximación vaga a las cargas que puede soportar un componente sin falla. Es posible proporcionar un cálculo mejor de la capacidad de transporte de carga segura utilizando análisis de esfuerzo no lineal para: desarrollar cargas de pandeo plástico y límite, evaluar las características de deformación del componente (ej. Los límites de deformación o tracción asociados con la operatividad de los componentes), y evaluar daño por plastodeformación o fatiga incluyendo el ratcheting. a.

En este documento el concepto de factor de resistencia remanente se utiliza para definir la aceptabilidad de un componente para continuar en servicio. El Factor de Resistencia Remanente (RFS) se define como:

RFS=

LCD

(2.1)

LUC Donde LCD = Carga de pandeo plástico o límite del componente dañado (componente con fallas), y LUC = Carga de pandeo plástico o límite del componente sin daños. b. Con esta definición del RFS, se pueden establecer los criterios de aceptación utilizando las fórmulas del código tradicional, del análisis de esfuerzo elástico, de la teoría de cargas límite, o del análisis plástico- elástico. Por ejemplo, para evaluar áreas adelgazadas locales (ver sección5), los procedimientos de evaluación FFS proporcionan un medio para computar un RFS. Si el RFS calculado es mayor que el RFS permisible (ver más adelante) el componente dañado puede ser puesto en servicio nuevamente. Si el RFS calculado es menor que el valor permisible, el componente puede ser reparado, recalibrado, o se puede aplicar algún correctivo para reducir la gravedad del ambiente operacional. Se puede calcular la presión recalibrada a partir de RFS, así:

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RFS MAWPr = MAWP

para RSF < RFS a

RFSa

MAWPr = MAWP para

RSF < RFS a

(2.2)

(2.3)

Donde MAWPr = Presión de Trabajo Máxima Permisible del componente dañado MAWP = Presión de Trabajo Máxima Permisible del componente sin daño (ver párrafo A.2.1 del apéndice A) RFS = Factor de Resistencia Remanente computado con base en la falla y el mecanismo de daño en el componente, y RFSa c.

= Factor de Resistencia Remanente Permisible (ver párrafo 2.4.2.2.d)

Para los tanques, el criterio de aceptación RFS es: RFS MFHr = MFH

MFHr = MFH para

RFSa

para RSF < RFS a

RSF > RFS a

(2.4)

(2.5)

Donde RFS y RFSa están definidos en el párrafo 2.4.2.2.b y, MFHr = Altura de Llenado Máxima Permisible del tanque dañado, y MFH = Altura de Llenado Máxima Permisible del componente sin daño (ver párrafo A.2.1. del apéndice A. d. El valor recomendado para el Factor de Resistencia Remanente permisible, RFS a es 0.90 para el equipo en servicios de proceso. Este valor ha demostrado ser conservador (ver apéndice H). Se puede reducir con base en el tipo de carga (ej. Cargas de operación normal, cargas ocasionales, cargas recalcadas) o la consecuencia de la falla. Por ejemplo, un factor menor podría ser utilizado para tubería de baja presión que tenga una falla que transporte agua helada, o para una sección de recubrimiento que contenga una falla sujeta a presión normal de operación y cargas de viento tenidas en cuenta en el diseño. 2.4.2.3 Diagrama de Evaluación de Falla- El Diagrama de Evaluación de Falla (FAD) se utiliza para la valoración de fallas en forma de grietas en los componentes. a.

La aproximación FAD fue adoptada porque ofrece un método conveniente para proporcionar una medida para la aceptabilidad de un componente con una falla en forma de grieta cuando el mecanismo de falla es medido bajo dos criterios distintos: fractura inestable y carga límite. La fractura inestable generalmente controla la falla por grietas pequeñas en los componentes fabricados de un material plástico y el pandeo plástico usualmente control la falla para defectos grandes si el componente está fabricado de un material de alta dureza. En un análisis FFS de

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fallas en forma de grietas, los resultados del análisis de esfuerzo, el factor de intensidad de esfuerzo y las soluciones de carga límite, la resistencia del material y la dureza a la fractura se combinan para calcular la rata de dureza, K, y la rata de carga, L r Estas dos cantidades representan las coordenadas de un punto que se localiza en FAD bidimensional para determinar la aceptabilidad. Si el punto de evaluación está sobre o debajo de esta curva, entonces el componente es apropiado para operación continua. En la figura 2.2 aparece un esquema que ilustra el procedimiento para evaluar una falla en forma de grietas utilizando el Diagrama de Evaluación de Fallas. b. En la evaluación de fallas en forma de grietas, se utilizan factores parciales de seguridad junto con los criterios de aceptación FAD para tener en cuenta los parámetros ingresados en una forma determinante. Se utilizan tres factores parciales separados: un factor para carga aplicada; un factor para dureza del material; y un factor para las dimensiones de la falla. Los factores parciales de seguridad se aplican a los esfuerzos resultantes de una condición de carga estipulada, de la dureza a la fractura y de los parámetros de tamaño de la falla antes del análisis FAD. Los factores parciales recomendados para uso con la sección 9 de este documento (ver tabla 9.2) fueron desarrollados con base en los resultados del análisis probabilístico de componentes con fallas en forma de grietas. Se pueden utilizar otros valores para estos factores basados en una evaluación de riesgos donde se consideran los modos de falla potencial y el tipo de carga. c.

2.4.3

El margen en servicio para un componente con una falla en forma de grieta proporciona un medida de cuán cerca se halla el componente a la condición limitante en el FAD. El margen en servicio se define la distancia a la que se encuentra el punto de evaluación dentro del grupo de fallas del FAD. Este punto se determina con base en los resultados de los análisis de mecánica de fractura y esfuerzo después de aplicar los tres factores parciales de seguridad que se trataron anteriormente. Por definición, el margen en servicio es mayor o igual a uno cuando el punto se encuentra por debajo o sobre la curva de falla FAD. El valor mínimo permisible recomendado para el margen en servicio es 1.0.

Los procedimientos de evaluación FFS suministrados en este documento son determinantes en que se conoce toda la información requerida para un análisis (variables independientes). Sin embargo, en muchos casos todas las variables independientes importantes no se conocen con un alto grado de exactitud. En tales casos, se realizan cálculos conservadores de las variables independientes para garantizar un margen de seguridad aceptable, y esta aproximación puede llevar a resultados demasiado conservadores. Los siguientes tipos de análisis pueden ser utilizados para proporcionar introspección a la dependencia de los resultados con variaciones en los parámetros ingresados. Los procedimientos de evaluación FFS en esta Práctica pueden ser utilizados con cualquiera de estos análisis.

2.4.3.1 Análisis de Sensibilidad- El propósito de tal análisis es determinar un cambio en cualquiera de las variables independientes tiene una fuerte influencia en los factores de seguridad computados. El análisis de sensibilidad debe considerar los efectos de diferentes hipótesis respecto a la condiciones de carga, a las propiedades del material y al tamaño de las fallas. Por ejemplo, pueden existir incertidumbres en las condiciones de carga de servicio; en la extrapolación de datos de materiales hacia las condiciones de servicio; y el tipo, tamaño y forma la falla. Se gana confianza en una evaluación cuando es posible demostrar que algunos pequeños cambios en los parámetros ingresados no cambia radicalmente los resultados de la evaluación; y cuando las variaciones en los parámetros ingresados, individuales o combinados, todavía permite la demostración de un margen de seguridad aceptable. Si se encuentra un fuerte dependencia en una variable ingresada, puede ser posible aumentar el grado de exactitud utilizado para establecer el valor de esa variable. 2.4.3.2 Análisis Probabilístico- La dependencia del margen de seguridad en la incertidumbre de las variables independientes, puede ser evaluada utilizando este tipo de análisis. Todas o un número limitado de variables independientes están caracterizadas como variables al azar con distribución de valores. Utilizando la simulación Monte Carlo, métodos de confiabilidad de primer orden u otras

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técnicas analíticas, se calcula la probabilidad de la falla. Estos métodos pueden se utilizados para combinar un modelo de evaluación FFS determinante con las distribuciones prescritas para la variable independiente para calcular las probabilidades de falla. Una vez que se ha determinado la probabilidad de la falla, se debe establecer un nivel aceptable con base en varios factores tales como regulaciones jurisdiccionales y la consecuencia de la falla. 2.4.3.3 Factores de Seguridad Parcial- Factores de seguridad individual que se aplican a las variables independientes en el procedimiento de evaluación. Los factores de seguridad parcial se calibran probabilísticamente para reflejar el efecto que tiene cada variable independiente sobre la probabilidad de falla. Estos factores se desarrollan utilizando técnicas de análisis probabilístico que consideran un modelo determinante, las principales variables independientes del modelo y una confiabilidad de objetivo o probabilidad de falla. La ventaja de esta aproximación es que la incertidumbre puede ser introducida en una evaluación combinando separadamente estos factores con las variables independientes en un modelo de análisis determinante; el formato de análisis es similar al utilizado por muchos códigos de diseño. Los factores de seguridad parcial sólo se utilizan en la evaluación de fallas en forma de grietas (ver sección 9 y párrafo 2.4.2.3.b) 2.5

Evaluación de Vida Remanente

2.5.1

Una vez que se ha establecido que el componente que tiene la falla es aceptable en este momento, el usuario debe determinar la vida remanente del componente. La vida remanente en este documento se utiliza para establecer intervalos apropiados de inspección o planes de monitoreo en servicio, o los aspectos relacionados con correctivos. La vida remanente no tiene como propósito proporcionar un cálculo preciso del tiempo real para la falla. Por lo tanto, ésta puede ser calculada con base en la calidad de la información disponible, el nivel de evaluación y las hipótesis apropiadas para brindar un factor de seguridad adecuado para operación hasta la siguiente inspección programada.

2.5.2

Cada sección de evaluación FFS en este documento ofrece una guía para calcular la vida remanente. En general, la vida remanente puede ser calculada utilizando los procedimientos de evaluación de cada sección con la introducción de parámetro que represente una medida de dependencia en el tiempo del daño que está ocurriendo. La vida remanente entonces se establece despejando el tiempo requerido para alcanzar una condición de operación tal como la MAWP (MFH) o una condición de operación reducida MAWP r (MFH r ) (ver párrafo 2.4.2.2.b)

2.5.3

Los cálculos de vida remanente estarán en una de las siguientes tres categorías generales.

2.5.3.1 La Vida Remanente Puede Ser Calculada Con Una Certidumbre Razonable- Un ejemplo es la corrosión general uniforme, donde se puede calcular una provisión de corrosión futura y la vida remanente es la provisión de corrosión futura dividida por la rata de corrosión presumida a partir de datos anteriores respecto al grosor , de curvas de diseño de la corrosión o la experiencia en servicios similares. Otro ejemplo puede ser el daño por plastodeformación a largo plazo, donde se puede calcular un promedio de daño futuro. Se puede establecer un intervalo de inspección adecuado en cierta fracción de la vida remanente. El cálculo de la vida remanente debe ser conservador para tener en cuenta las incertidumbres en propiedades de material, hipótesis sobre el esfuerzo y la variabilidad en el promedio de daño futuro. 2.5.3.2 La Vida Remanente No Puede Ser Establecida Con Una Certidumbre Razonable- Algunos ejemplos pueden ser: un mecanismo de fractura por corrosión donde no existe información respecto a la rata de crecimiento de la fractura; o la ampolladura por hidrógeno donde no se puede calcular el promedio de daño futuro. En este caso se deben emplear métodos correctivos, tales como la aplicación de un recubrimiento para aislar, la perforación de las ampollas o el monitoreo. Entonces la inspección estaría limitada a garantizar la aceptabilidad del método correctivo. 2.5.3.3 Hay Poca o No Hay Ninguna Vida Remanente- En este caso es necesario adoptar correctivos tales como la reparación del componente dañado, la aplicación de un recubrimiento y el monitoreo frecuente para la operación futura.

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2.6

Correctivos

2.6.1

Como se mencionó en el párrafo anterior, en algunos casos se aplican correctivos. Algunos ejemplos incluyen: donde una falla no es aceptable en su condición actual; la vida remanente es mínima o difícil de calcular; o el análisis/ conocimiento actual es insuficiente para proporcionar una evaluación adecuada. Los métodos correctivos apropiados se cubren dentro de cada sección de evaluación FFS.

2.6.2

En este documento sólo se proporcionan guías generales; cada situación requiere una aproximación personalizada a los correctivos. Se deben realizar revisiones periódicas para garantizar que los pasos correctivos hayan evitado daño adicional, y que se encuentran en una condición tal que brinden protección futura. Puede ser necesario que el usuario se remita a otros documentos para otros procedimientos correctivos detallados; por ejemplo, las guías de reparación de soldaduras pueden ser encontradas en los códigos de reparación aplicables tales como API 510, API 570, API 653 y NBIC 23.

2.7

Monitoreo en Servicio Bajo algunas circunstancias no se puede calcular con facilidad la progresión de daño futuro o la vida remanente calculada es corta. El monitoreo en servicio es un método mediante el cual se puede evaluar el daño futuro o las condiciones que lleven a este daño, o mediante el cual se puede aumentar la confianza en el cálculo de la vida remanente. Los métodos de monitoreo generalmente son: ensayos de corrosión; ensayos de hidrógeno para evaluar su actividad; diversos métodos de examen ultrasónico y de pruebas de emisión acústica para medir la pérdida de metal o la actividad de agrietamiento; y la medición de variable del proceso clave y contaminantes. Los métodos de monitoreo en servicio apropiados se cubren en cada sección de evaluación FFS.

2.8 2.8.1

Documentación Un análisis de Competencia para el Servicio se debe documentar en forma tal que se pueda repetir posteriormente. Los requerimientos de documentación específicos para una evaluación particular se describen en la sección correspondiente que cubre el procedimiento de evaluación FFS. Se deben incluir los siguientes elementos en la documentación.

2.8.1.1 Para todos los equipos sujetos a la evaluación FFS se deben documentar los datos respecto al diseño, y la historia de operación y mantenimiento hasta donde sea posible. 2.8.1.2 Datos de inspección incluyendo todas las lecturas utilizadas en la evaluación FFS. 2.8.1.3 Las hipótesis y resultados de análisis incluyendo: •

•

• • •

Sección, edición y nivel de análisis de este documento y cualquier otro documento de soporte utilizado para analizar la falla o daño. Condiciones de diseño y de operación futura incluyendo presión, temperatura y condiciones de operación anormales. Cálculos para el grosor mínimo requerido o MAWP. Cálculos para vida remanente y el tiempo para la siguiente inspección. Cualquier recomendación de mitigación/monitoreo que se consideren como condición para el servicio continuo.

2.8.2

Todos los cálculos y documentación utilizados para determinar la Competencia para el Servicio de un componente presurizado deben ser mantenidos con los registros de inspección para el componente o equipo en el departamento de inspección usuario- propietario. Esta documentación será parte d e los registros requeridos para el cumplimiento de integridad mecánica.

2.9

Referencias

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2.10


2-11

Tablas y figuras Tabla 2.1 Generalidades de los Procedimientos de Evaluación de Fallas y Daños

Falla o Mecanismo de Sección Generalidades Daño Fractura por 3 Se proporcionan procedimientos de evaluación para evaluar la resistencia a fragilidad la fractura por fragilidad de contenedores presurizados en acero de baja aleación y al carbono, de tubería y de tanques de almacenamiento. Se presentan criterios para evaluar las condiciones de encendido, de apagado, de irregularidad y de operación normal. Pérdida General de 4 Se proporcionan procedimientos para evaluar la corrosión general. Los Metal datos de grosor utilizados para la evaluación pueden ser lecturas puntuales o perfiles detallados de grosor. Se brinda una metodología para utilizar los procedimientos de evaluación de la sección 5 cuando los datos de grosor indiquen que la pérdida de metal puede ser tratada al localizarla. Pérdida Local de 5 Se proporcionan técnicas de evaluación para evaluar Áreas locales de Metal adelgazamiento individuales y en red, y fallas en forma de grietas en componentes presurizados. Se requieren perfiles de grosor detallados para la evaluación. Estos procedimientos también se pueden usar para evaluar ampollas tal como aparece en la Sección 7. Picadura por 6 Se proporcionan procedimientos de evaluación para valorar picaduras Corrosión ampliamente esparcidas, las picaduras localizadas y la picadura que ocurre dentro de una región de pérdida local de metal. Estos procedimientos también pueden ser utilizados para evaluar una red de ampollas cercanas tal como aparece en la sección 7. Ampollas y 7 Se proporcionan procedimientos de evaluación para valorar ampollas y laminaciones laminaciones aisladas y en redes. Las guías de evaluación incluyen provisiones para ampollas localizadas en uniones soldadas y discontinuidades estructurales tales como transiciones de recubrimiento, anillos de rigidez y boquillas. Mala alineación de la 8 Se proporcionan procedimientos para evaluar los esfuerzos resultantes de soldadura y discontinuidades geométricas en estructuras tipo recubrimiento incluyendo distorsiones del mala alineación de soldaduras y distorsiones del recubrimiento (ej. recubrimiento Aplastamientos, protuberancias y abolladuras) Fallas en forma de 9 Se proporcionan procedimientos para evaluar fallas en forma de grietas. grietas Las soluciones para los factores de intensidad de esfuerzo y el esfuerzo de referencia (carga límite), se incluyen en los apéndices C y D respectivamente. En el apéndice E se describen los métodos para evaluar el esfuerzo residual según los requerido por los procedimientos. En el Apéndice F se muestran las propiedades de material requeridas para la evaluación. También se cubren recomendaciones para evaluar el crecimiento de grietas incluyendo aspectos ambientales. Operación y 10 Se proporcionan procedimientos de evaluación para determinar la vida plastodeformación a remanente de un componente funcionando bajo el régimen de altas temperaturas plastodeformación. Las propiedades de material requeridas para la evaluación aparecen en el apéndice F. También se cubren recomendaciones para evaluar el crecimiento de grietas incluyendo aspectos ambientales. Daño por fuego 11 Se proporcionan procedimientos para evaluar el equipo sujeto a daños por incendio. Se presenta una metodología para clasificar y monitorear los componentes para la evaluación basada en la exposición al calor que se experimenta durante un incendio. Los procedimientos de evaluación de las otras secciones de esta publicación se utilizan para evaluar el daño en el componente.

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Tabla 2.2 Generalidades de los Datos Requeridos para la Evaluación de Daños y Fallas Los siguientes datos son requeridos para las mayoría de evaluaciones de Competencia Para el Servicio y se recomienda que esta tabla diligenciada, acompañe la información para el tipo de daño específico que se localice en la sección respectiva. Identificación del Equipo: ___________________________________________________________________ Tipo de Equipo_______Contenedor Presurizado________Tanque de almacenamiento______Componente de Tubería _______ Tipo de Componente y Ubicación_____________________________________________________________ Código de Diseño______ASME Sección VIII Div.1______ ASME Sección VIII Div.2_______ASME B31.3 ______API 650 ______API 620 ______Otro ________________________________________________________________ Material de Construcción (Especificación ASTM)________________________________________________ MAWP _________________________________________________________________________________ MFH _________________________________________________________________________________ Grosor de Pared Mínimo Requerido___________________________________________________________ Temperatura _____________________________________________________________________________ Operación Cíclica _________________________________________________________________________

Tipo de Daño Pérdida de Metal- General___________________________________________________________________ Pérdida de Metal- Local ___________________________________________________________________ Pérdida de Metal- Picadura__________________________________________________________________ Ampollas________________________________________________________________________________ Mala alineación___________________________________________________________________________ Abolladura_______________________________________________________________________________ Protuberancia_____________________________________________________________________________ Falla en forma de grieta_____________________________________________________________________ Daño por plastodeformación_________________________________________________________________ Daño por incendio_________________________________________________________________________ Ubicación del Daño (suministre un esquema) Interno/externo____________________________________________________________________________ Cerca de soldadura_________________________________________________________________________ Orientación______________________________________________________________________________ Ambiente Interno__________________________________________________________________________________ Externo__________________________________________________________________________________ Historia de Inspección y Reparación ________________________________________________________________________________________ ________________________________________________________________________________________ Historia de Operaciones ________________________________________________________________________________________ ________________________________________________________________________________________ Operaciones Futuras Anticipadas ________________________________________________________________________________________ ________________________________________________________________________________________

Figura 2.1 Procedimientos de Evaluación FFS para varias clases de degradación

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Figura 2.2 Vista General de un Análisis para Fallas en forma de Grieta utilizando el Diagrama de Evaluación de Fallas Dimensiones de la Fallas

Análisis del Esfuerzo

Solución del Factor de Intensidad del esfuerzo, Kt

Dureza del material K MAT

Fractura por Fragilidad

Diagrama de Evaluación de falla

Punto de Evaluación

Pandeo Plástico

Solución del Esfuerzo de Referencia

Dimensiones de la Falla

Limite de Esfuerzo del mateial

Análisis del Esfuerzo

SECCIÓN 3 - Evaluación De Equipo Existente Para Determinar Fracturas Por Fragilidad (Enero de 2000) 3.1

Generalidades

3.1.1

Esta sección provee guías para evaluar la resistencia a fracturas por fragilidad de contenedores presurizados de acero de baja aleación y carbón existentes, de tubería y de tanques de almacenamiento. La evaluación para otros materiales que pueden ser susceptibles a fracturas por fragilidad tales como ferritico y martensitico y aceros inoxidables duplex no están aplicados explícitamente; sin embargo los mismos principios de esta sección pueden ser utilizados para evaluar estos materiales. El propósito de esta evaluación es evitar una falla de fractura por fragilidad contenida en el código ASME, sección VIII filosofía del diseño, cuya intención es prevenir el inicio de una fractura por fragilidad; pero esto no es seguro contra los escapes resultantes de las fisuras causadas o para detener una fractura por fragilidad en proceso. A diferencia de otras secciones que recomiendan esta práctica, esta sección es utilizada para detectar el riesgo de una fractura por fragilidad. Si se encuentra una falla o fisura, se puede utilizar la sección 9 para su evaluación

3.1.2

Una evaluación de fractura por fragilidad puede ser requerida como parte del proceso de evaluación de otra sección que recomiende esta práctica. Además las siguientes circunstancias pueden ser necesarias para la evaluación de una fractura por fragilidad. 







Un cambio en las condiciones de los procesos de operación que incremente la posibilidad de bajas temperaturas en el metal. Un proceso de revisión de riesgo que indique que los procesos de temperatura son más bajos que los dados en el diseño original. El equipo es revaluado utilizando un margen de diseño más bajo. El equipo puede experimentar una presión interna significativa (ejm presión de diseño) igual o cercana a la temperatura ambiente debido a las condiciones de encendido y apagado.

El propietario/usuario puede identificar otras circunstancias donde una evaluación de fractura por fragilidad del equipo puede ser garantizada basado en las condiciones de operación y/o en la condición del componente. 3.1.3

La Temperatura Crítica de Exposición(CET) utilizada en esta sección se define como la temperatura más baja del metal derivada de las condiciones atmosféricas o de operación. La (CET) puede ser una sola temperatura por presión de operación o un conjunto de temperaturas y presiones (ver párrafo 3.3.3). La CET esta determinada para los siguiente tipos de equipos

3.1.3.1 Contenedores Presurizados- La CET está definida como la temperatura más baja del metal a la cual un componente estará sometido a una membrana primaria general con una tensión de tracción mayor a 55.2 Mpa (8ksi). La CET también puede ser definida de la siguiente forma: 



La temperatura mínima del metal a la cual un componente puede ser sometido a una presión mayor del 40% de la MAWP para contenedores construidos de acuerdo con el código ASME, Sección VIII, División 1, Ediciones anteriores a 1999. La temperatura mínima del metal a la cual un componente puede ser sometido a una presión mayor del 35% de la MAWP para contenedores construidos de acuerdo con el código ASME, Sección VIII, División 1, Ediciones 1999. Y posteriores.

3- 2

PRÁCTICA RECOMENDADA API 579 



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La temperatura mínima del metal a la cual un componente puede ser sometido a una presión mayor al 30% de la MAWP para contenedores construidos de acuerdo con el código ASME, Sección VIII, División 2. - Para contenedores presurizados diseñados para una presión permitida más alta que aquellas permitidas en estos códigos, la CET puede ser tomada como la temperatura más baja del metal a la cual el contenedor será sometido a una presión que causa una membrana de tensión de 55.2 MPa (8 ksi).

La CET para contenedores presurizados se determina por los procesos anteriores y por las condiciones atmosféricas (ver párrafo 3.3.3) 3.1.3.2 Tubería - La CET para sistemas de tubería construidos de acuerdo con el código ASME B31.3 el código se define como la temperatura más baja del metal a la cual un componente estará sometido al 30% de la MAWP o a una tensión total longitudinal combinada igual a 55.2MPa (8 ksi) debido a presión, efectos de peso y desplazamientos forzados. La CET para tubería esta determinada por procesos anteriores y condiciones atmosféricas (ver párrafo 3.3.3). 3.1.3.3 Tanques De Almacenamiento Atmosféricos Y De Baja Presión - La CET para tanques de almacenamiento atmosféricos construidos de acuerdo con API 650 se define como la temperatura inferior de la más baja del promedio de temperatura atmosférica de un día más 8ºC (15º F) o de la prueba hidrostática de temperatura. La CET para tanques de almacenamiento de baja presión construidos de acuerdo con API 620 se puede establecer utilizando la metodología para contenedores presurizados(ver párrafo 3.1.3.1). 3.1.4

La Temperatura Mínima Permitida (TMP) es el límite permitido de temperatura baja del metal para un material dado con un grosor basado en su resistencia a fractura por fragilidad. Esto podría ser una sola temperatura, o un conjunto de temperaturas de operación permitidas como una función de presión l. La TMP se deriva de una información de diseño mecánica, especificación de materiales, y/o información de materiales.

3.2

Aplicación y Limitaciones Del Procedimiento

3.2.1

Esta sección provee guías para evaluar el riesgo de fracturas por fragilidad de componentes en el siguiente equipo: 







3.2.2

Contenedores presurizados construidos de acuerdo con cualquier edición del código ASME para calderas y contenedores presurizados, Sección VIII, Divisiones 1 y 2; sin embargo, las mismas guías pueden ser utilizadas para este tipo de contenedores construidos bajo otros códigos y estándares reconocidos.(ver sección 2, párrafos 2.2.2. y 2.2.3). Contenedores presurizados construidos de acuerdo con cualquier edición anterior del código API o API/ASME para este tipo de contenedores de líquidos inflamables y gases. Sistemas de tuberías construidos de acuerdo con ASME B31.3 o ASME B31; sin embargo, las mismas guías pueden ser utilizadas para sistemas de tubería construidos bajo otros códigos y estándares reconocidos (ver sección 2, párrafos 2.2.2 y 2.2.3). Tanques de almacenamiento atmosféricos o de baja presión que soldados o remachados, no refrigerados u operados a la atmósfera o a baja presión y construidos de acuerdo con cualquier edición API 650 o API 620.

Los niveles 1y 2 para procedimientos de evaluación en esta sección pueden ser aplicados a componentes sometidos a una corrosión general, perdida local de metal y daños por porosidad si los

3- 3

PRÁCTICA RECOMENDADA API 579

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criterios de evaluación de las secciones 4,5 y 6 se cumplen. Una evaluación del nivel 3 se requiere para evaluar un componente con falla o fisura. 3.2.3

Las guías de esta sección fueron desarrolladas teniendo en cuenta que el equipo a evaluar debido a una fractura por fragilidad continuará incluido en los planes de inspección y programas de mantenimiento normales, de acuerdo con API 510, API 570 y API 653, sin son aplicables. Si se diera el caso de una falla ambiental, o una condición de servicio, la cual podría resultar en una pérdida de resistencia del material, se deben utilizar los procedimientos de nivel 3 de esta sección. Por ejemplo, aceros de baja aleación tales como 2 1/4 Cr-1 Mo, podrían perder ductilidad a temperatura ambiente si se exponen a altas temperaturas (por encima de 400ºC (750ºF)) por largos períodos de tiempo debido a mecanismos de degradación térmica o por envejecimiento. Los componentes fabricados con este tipo de materiales requieren precauciones especiales si se necesita de una hidroprueba u otra presurización de baja temperatura.

3.3


3.3.1

Información De Diseño Original Del Equipo Con el fin de llevar a cabo una evaluación de fractura por fragilidad, se debe obtener información del diseño mecánico y construcción de todos los componentes. Esta información se requiere para componentes presurizados con el fin de identificar el componente que regula las limitaciones de fractura por fragilidad. Pruebas de información especifica para propiedades de materiales, tales como información de tracción y Charpy V-notch se podrán utilizar para niveles de evaluación más altos. La información requerida para una revisión del equipo original para su evaluación se encuentra en la sección 2, párrafos 2.3.1. Un resumen de información de diseño original del equipo que comúnmente se utiliza para una evaluación se encuentra en la Tabla 3.1.

3.3.2

Mantenimiento E Historia Operacional Se debe reunir la información de diseño original del equipo, concerniente a la historia de reparación y futuras condiciones de operación. Esta información debe incluir el resumen de reparaciones y alteraciones, y la temperatura y presión de diseño actuales así como el grosor actual de la pared. Se debe incluir las temperaturas y presiones de operación previas o propuestas, así como las condiciones de operación transitorias y/o alteraciones, encendido y apagado. Esta información se utiliza para establecer las condiciones más severas de operación y exposición que se encuentran durante la vida del equipo. La información relacionada con la exposición al medio ambiente será utilizada para determinar si existe un riesgo de falla ambiental. Una revisión a la información de mantenimiento e historia operacional que se requiere para una evaluación de encuentra en la sección 2, párrafos 2.3.2. El resumen utilizado normalmente para un análisis de información de mantenimiento e historia operacional se encuentra en la Tabla 3.1

3.3.3

Datos / Medidas Requeridos Para Una Evaluación FFS El Conjunto CET presión - temperatura se debe determinar después de considerar todas las condiciones potenciales de operación (incluyendo condiciones de apagado encendido y de alteración) utilizando procedimientos que contengan análisis de riesgo u otros métodos de evaluación comparables. Es de especial cuidado cualquier cambio en la operación del equipo existente que haya ocurrido después que este haya sido puesto en servicio y que pudiera causar una CET más baja que del diseño original. Si se determina la CET, se debe emplear las filosofías de seguridad y diseño actuales. El conjunto CET presión - temperatura debe considerar las siguientes condiciones y factores de ambiente: a. El comportamiento atmosférico más bajo de un día a menos que se especifique una temperatura más alta (ejm especificando la temperatura de encendido mínima requerida y la presión coincidente). Si se especifica una temperatura más alta, se debe confirmar que el sistema tiene

3- 4


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capacidad de control y / o procedimientos de operación en posición para mantener una temperatura más alta. b. La temperatura más baja del metal por debajo de las condiciones normales de operación c. La temperatura más baja del metal asociada con las condiciones de encendido, apagado, alteraciones, stand by, prueba de presión de ajuste e hidroprueba. Se deben considerar los siguientes items. 







Advertencia de falla y/o sistemas de apagado (ejm una bomba se detiene, una válvula de control se cierra etc) Un flujo más frío de lo esperado Pérdida en la transferencia o velocidad (ejm pérdida en el flujo de la transferencia promedio, falla de una válvula de control, etc). Posibilidad de una hidroprueba futura

d. Posibilidad de autorefrigeración debido a una depresurización, durante las operaciones o debido a fallas en el equipo (ejm, una válvula de desfogue se queda abierta). En algunos casos cuando la autorefrigeración ocurre, el equipo se puede enfriar a una temperatura menor a la CET a una presión aplicada menor a la definida en el párrafo 3.1.3.1. Cuando esto ocurre se debe considerar la posibilidad de cualquier represurización del equipo antes que el material haya tenido el tiempo suficiente para calentarse hasta alcanzar la CET. El efecto de autorefrigeración en el equipo depende del estado del proceso de fluido, por ejemplo como se debe ventilar el contenedor si su contenido total es liquido, gas o una mezcla. La auto refrigeración, causada por depresurización, puede ocurrir en un sistema de fluido con un liquido intermitente. A medida que la presión desciende la temperatura sigue la curva de presión de vapor. Para un gas puro, es pequeño y determinado por el enfriamiento Joule-Thompson. Sin embargo, cuando se depresuriza un contenedor a través de una línea larga, el gas que fluye a través de la línea debe estar frío porque este fue autorefrigerado en el contenedor. e. Choque de congelación (ver apéndice I); la CET no debe estar por encima de la temperatura del liquido causante del choque de congelación 3.3.4

Recomendaciones Para Inspección Técnica y Requerimientos de Tamaño Se requiere para todas las evaluaciones el componente actual de grosor de la pared. Los métodos para establecer este grosor están en la sección 4, párrafo 4.3.4.

3.4

Técnicas De Evaluación Y Criterios De Aceptación

3.4.1

Generalidades

3.4.1.1 Una revisión de los niveles de evaluación para contenedores presurizados se muestra en la figura 3.1. Un procedimiento separado de evaluación para tanques se muestra en la figura 3.2. A continuación se describe el resumen de los tres niveles de evaluación 3.4.1.2 Los procedimientos de evaluación del nivel 1se deben utilizar en un equipo que reúna los requerimientos de dureza de un código o estándar reconocido. Esto se puede determinar de los resultados de la prueba de impacto, del uso de una prueba impacto de curvas de exención aceptado por la industria o la comparación del equipo con el código de diseño original o los estándares de dureza requeridos

3- 5


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3.4.1.3 Los procedimientos de evaluación del nivel 2 para contenedores presurizados y tubería se dividen en tres métodos (ver figura 3.1). El primer método método (método A), el equipo equipo puede estar exento de evaluaciones adicionales si se demuestra que le presión de operación y la temperatura están dentro de un conjunto seguro con respecto al esfuerzo del componente de diseño y la temperatura mínima aceptable. En el segundo método (método (método B) el equipo debe ser ser calificado para para un servicio continuo basado en una hidroprueba. En el tercer método (método (método C) el equipo debe ser calificado para un servicio continuo basado en los los materiales de construcción, construcción, métodos de operación, ambiente ambiente de servicio y experiencias experiencias de operación pasadas. pasadas. Un procedimiento separado separado de evaluación para tanques (ver figura3.2) el cual se basa en estos tres métodos 3.4.1.4 Una evaluación de nivel 3 puede ser utilizada en un equipo que no reúna los criterios de aceptación de los niveles niveles 1y2. Este equipo debe ser evaluado sobre sobre bases individuales individuales con la la ayuda de procesos, materiales, inspecciones mecánicas, seguridad y otras especialidades apropiadas. Una evaluación del nivel 3 normalmente requiere una inspección más detallada, utilizando utilizando una metodología mecánica mecánica para fractura (ver sección 9). Los factores que controlan la susceptibilidad susceptibilidad a una fractura por fragilidad incluyen el esfuerzo, el tamaño de la falla y la dureza del material lo cual se evalúa sistemáticamente en la evaluación del nivel 3

3.4.2

Evaluación Nivel 1

3.4.2.1 Contenedores Presurizados a.

la evaluación de nivel 1 es apropiada para un equipo que reúna los requerimientos requerimientos de dureza en códigos y estándares estándares reconocidos. Esto se pude determinar de los los resultados de la prueba de impacto, o del uso de la prueba de impacto para curvas de exención aceptadas por la industria. Una evaluación de nivel1 normalmente requiere solo de una revisión de los récords del equipo existente.

b.

Los contenedores presurizados que tiene un CET igual o por encima de MAT, como se demuestra de conformidad con estándares de dureza reconocidos y descritos d escritos a continuación, están exentos de evaluaciones adicionales de fractura por fragilidad si las condiciones provistas no cambian cambian en el futuro. Si se hace un cambio en en las condiciones de operación el cual afecte el CET, se recomienda recomienda una reevaluación. reevaluación. Estos contenedores no requieren requieren un tratamiento especial diferente a continuar incluidos en el plan normal de inspección y programa de mantenimiento mantenimiento que contengan prácticas de ingeniería aceptadas como las contenidas en API510 u otro código de inspección reconocido.

c.

Un procedimiento para determinar el MAT en un contenedor presurizado que no ha tenido la prueba de impacto se encuentra encuentra en la Tabla 3.2. El MAT para un componente se puede establecer utilizando utilizando un grosor determinado y las curvas de exención de la figura 3.3. Estas curvas están limitadas a los componentes diseñados en el código ASME, sección VIII, División 1 o 2, y otros códigos para contenedores presurizados previstos en el esfuerzo de diseño permisible permisible menor o igual a 172.5MPa(25 ksi). Alternamente se pueden pueden utilizar curvas de exención de otros códigos y estándares reconocidos. reconocidos. Si los resultados resultados de la prueba de impacto están disponibles para todos los componentes que se están evaluando, el MAT se puede colocar a la temperatura de la prueba de impacto requerida por el código ASME, Sección VIII, División 1 o 2 si es aplicable u otros códigos o estándares internacionales.

d.

Cuando se determina el MAT para partes tales como recubrimientos, cabezas, boquillas, almohadillas de refuerzo, cubiertas planas y accesorios que sean esenciales para la integridad estructural del contenedor deben ser tratados como componentes separados. Cada componente será evaluado con base en su clasificación individual de material. (Ver Tabla 3.3, 3.4 y figura 3.3) y grosor determinado determinado (ver figura 3.4). El MAT para un contenedor es el más alto del determinado determinado para todos los componentes. componentes. Las reglas para para establecer un grosor determinado se describen a continuación.

3- 6


1.

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El grosor determinado (tg) de una un a parte soldada, excluyendo fundición se describe a continuación. - Empalmes excepto aquellos en remaches, el grosor nominal de la soldadura de unión (ver figura3.4A) - Soldaduras de uniones en ángulo, ortogonales o traslapadas, incluyendo los accesorios descritos anteriormente, las mas delgada de las dos partes unidas(ver figura 3.4(B), (F) Y (G)).

2.

El grosor determinado de una fundición es su grosor nominal más grande

3.

El grosor determinado de partes planas no soldadas, tales como pestañas atornilladas, y remaches es el grosor del componente divido por cuatro (ver figura 3.4 (C)).

e.

Cuando se utilizan las curvas de exención de la figura 3.3, el MAT para P1 Grupo 1 y los materiales del código ASME pueden estar por debajo de 17ºC (30ºF) si el equipo fue sometido a PWHT y la referencia de grosor es menor o igual a 38mm (1.5 pulgadas); sin embargo este ajuste de temperatura no puede estar por debajo de -48ºC (55ºF) como se muestra en la tabla 3.5 nota .6.

f.

Para contenedores construidos de acuerdo con el código ASME , Sección VIII, División 1, que reúnen y satisfacen la evaluación del nivel; MAT no necesitan ser computados sobre bases componentes para completar la evaluación. 1.

El material limitado a P-No. 1, Gr. No. 1 o 2 se define en al código ASME Sección IX y el grosor se define en el párrafo 3.4.2.1 no exceden lo siguiente: - 12.7 mm (1/2 pulgada) para materiales en la lista de la curva A de la figura 3.3, y - 25.4 (1pulgada) para materiales en lista de la curva B, C o D de la figura 3.3.

2.

3. 4. 5.

El contenedor ha sido hidrostáticamente probado en su totalidad de acuerdo con el código ASME, Sección 8, División 1 y que la prueba de temperatura es al menos 1.5 la presión de diseño para contenedores construidos antes de 1999 Addendum o 1.3 veces la temperatura de diseño para contenedores construidos después de 1999 Addendum. La temperatura de diseño es menor o igual a 343ºC (650ºF) y mayor o igual a 29ºC (-20ºF). Temperaturas de operación ocasionales ocasionales menores a -29ºC (-20ºF) son aceptadas cuando se deben a cambios en la temperatura atmosférica. Cargas térmicas o de impacto mecánico mecánico no son requerimientos requerimientos de diseño de control. La carga cíclica no es un requerimiento de diseño de control.

3.4.2.2 Sistemas de Tubería a.

El nivel 1 de evaluación es apropiado para equipos que reúnen los requerimientos de dureza de códigos y estándares reconocidos. reconocidos. Esto se puede determinar determinar de los resultados de la prueba de impacto o del uso de prueba de impacto impacto para curvas de exención aceptados aceptados por la industria. Una evaluación de nivel 1 normalmente solo requiere requiere de una revisión de los los récords del equipo existente.

3- 7


b.

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Los sistemas de tubería deben reunir los requerimientos de dureza contenidos en código ASME B31.3 al momento que el sistema fue diseñado (o un código de diseño de tubería equivalente si ese código contiene requerimientos de dureza para material) los sistemas de tubería deben ser evaluados sobre un componente base; MAT para sistemas de tubería es el más alto de todos los obtenidos obtenidos en los componentes del sistema sistema

3.4.2.3 Tanques De Almacenamiento Atmosféricos y de Baja Presión a.

b. c.

Los tanques de almacenamiento atmosféricos construidos de acuerdo con API 650 deben reunir los criterios criterios del nivel nivel 1 de evaluación evaluación contenidos en la la figura 3.2 y las notas acompañantes. Los criterios de una evaluación de nivel 1 requieren que estos tanques reúnan los requerimientos requerimientos de dureza contenidos contenidos en API 650º o un código de construcción construcción equivalente Los tanques de almacenamiento de baja presión construidos de acuerdo con API620 deben ser evaluados como un contenedor presurizado utilizando los procedimientos de evaluación del párrafo 3.4.2.1. Los tanques de almacenamiento atmosféricos o de baja presión que contengan un producto refrigerado deben ser evaluados utilizando una evaluación de nivel 3.

3.4.2.4 Si este componente no reúne los requerimientos de una evaluación de nivel 1, se pueden implementar una evaluación de nivel 2 o 3.

3.4.3

Evaluación De Nivel 2

3.4.3.1 Contenedores Presurizados Método A a. b.

c.

Los contenedores contenedores presurizados presurizados pueden ser ser exentos de una evaluación evaluación adicional adicional a este nivel, si se demuestra que la presión / temperatura de operación esta dentro de un marco seguro con respecto al componente de esfuerzo de diseño y el MAT El MAT se puede ajustar del valor determinado del nivel 1 de evaluación considerando los permisos de reducción de d e temperatura que se puedan aplicar a contenedores presurizados con los esfuerzos de operación actuales a la condición de presurización a baja temperatura que estén por debajo de los valores permitidos del código de construcción original a la condición de diseño. Esto incluye contenedores diseñados diseñados para temperaturas elevadas elevadas con un esfuerzo permisible más bajo que el esfuerzo permitido para un servicio a temperatura ambiente. Las reducciones de temperatura temperatura permitidas permitidas para contenedores contenedores presurizados se pueden determinar utilizando el procedimiento de la Tabla 3.2. La s reducciones de temperatura en este procedimiento están dadas en términos de un radio de grosor o esfuerzo (ver figura 3.5). Para valores de esfuerzo esfuerzo permisible por encima encima de 172.5MPa (25ksi), se requiere una evaluación. Cuando de evalúan componentes con un grosor del metal por debajo del mínimo requerido y tal como está permitido en las secciones 4,5 4,5 y 6, el grosor requerido definido en la figura 3.5 será con base en el grosor mínimo requerido del componente no dañado según las condiciones de diseño.

3.4.3.2 Contenedores Presurizados - Método B a.

Un contenedor debe ser calificado calificado para trabajo continuo, continuo, basado en una hidroprueba. El mínimo de temperatura aceptable para presiones de operación por debajo de la presión de hidroprueba, se puede determinar determinar utilizando utilizando la figura 3.6. Este límite es permitido permitido para hidroprueba de presión de 125%, 130%y 150%de la presión de diseño (basados en al código de diseño original)y para materiales con un esfuerzo de diseño menor o igual a 172.5 MPa (25ksi) 1.

La prueba de presión debe ser corregida por la diferencia en los esfuerzos permisibles entre el diseño y las hidropruebas de temperatura, pero su resultado

3- 8


2.

3. 4. b.

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no debe ser una membrana de esfuerzo general primaria mayor al 90%, de lo especificado como límite mínimo de elasticidad para el acero utilizado en la construcción del del contenedor. Esto puede brindar una ventaja adicional para contenedores diseñados para altas temperaturas que tengan un valor de diseño de esfuerzo por debajo del esfuerzo permisible a temperatura ambiente. La temperatura del metal durante la hidroprueba, en lugar de la temperatura del agua, es un parámetro relevante para una evaluación de fractura por fragilidad, por lo tanto es preferible preferible utilizar este este valor directamente. directamente. Se deben mantener los reportes de medidas de la temperatura del metal. Si la hidroprueba se desarrolla a una temperatura menor al MAT determinado por una evaluación de nivel 1, se debe advertir que puede existir un riesgo significante de fractura por fragilidad durante la prueba. MAT no deber ser menor a -104ºC (-155ºF) después de los ajustes utilizando este procedimiento.

Si el contenedor está sometido a múltiples condiciones de operación, se puede establecer un MAT utilizando la figura 3.6, comparando las curvas de presión contra la temperatura permisible.

3.4.3.3 Contenedores Presurizados - método C a.

Este método de evaluación se utiliza cuando la prueba de impacto del material o la información de la prueba de dureza no esta disponible. La experiencia de servicio referente a fracturas por fragilidad ha sido excelente con contenedores presurizados construidos de acuerdo con el código ASME, Sección VIII, División División 1 y otros estándares reconocidos. reconocidos. Por esta razón, los contenedores presurizados con un grosor determinado menor o igual a12.7mm (0.5pulgadas) o que reúnen todos los criterios descritos a continuación, se pueden considerar aceptables para un servicio continuo sin sin evaluaciones adicionales. Los contenedores que cumplen con estos criterios se les asigna un MAT consistente con la baja temperatura de operación. operación. MAT para el contenedor puede ser una sola sola temperatura o el conjunto el conjunto presión - temperatura de operación. 1.

Los contenedores presurizados con aceros P-1 y P-3 (definidos en el Código ASME sección IX), donde la temperatura de diseño es menor o igual a 343ºC (650ºF). Aceros P-4 y P-5 también se pueden evaluar en este nivel, teniendo en cuenta las precauciones apropiadas para evitar una fractura por fragilidad debido a fragilización durante el servicio servicio (ejm, precalentando antes de la presurización presurización ).

2.

El equipo satisface todos los requerimientos de códigos y estándares reconocidos al momento de su fabricación (ver sección 2, párrafo 2.2.2)

3.

Las condiciones de operación nominal son esencialmente las mismas y consisten en condiciones de diseño especificas para un periodo de tiempo significante, y condiciones más severas que no esperadas en el futuro (temperaturas más bajas y/o un esfuerzo mayor ).

4.

CET es mayor o igual a -29ºC ('20ºF).

5.

El grosor nominal predominante sin corrosión no es mayor a50.8 (2 pulgadas.

6.

El servicio cíclico como se define en el apéndice 1 no es un requerimiento de diseño

7.

El equipo no esta en un servicio activo de falla ambiental (ver Apéndice G).

3- 9


8.

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El equipo no esta sometido a un choque de congelación (para definición de Choque de Congelación ver Apéndice I)

b.

Una evaluación para falla por fragilidad no se requiere en los siguientes casos:

-.

Las pestañas de acero ferrítico ASME B16.5 utilizadas a temperaturas del metal de o por encima -29ºC (-20ºF), y

-.

Componentes de acero carbónico con un grosor menor a 2.5mm(0.098 pulgadas) utilizados a temperaturas del metal de o por encima de -48ºC (-55ºF)

c.

Contenedores presurizados evaluados utilizando procedimiento del Método C del Nivel 2 de evaluación, calificados para operación continua según su desempeño satisfactorio demostrado en operaciones anteriores. anteriores. Sin embargo si se requiere una reparación, se deben deben seguir las guías del párrafo 3.6 para asegurar que el riesgo de fractura por fragilidad no incrementa con una operación continua.

3.4.3.4 Sistemas de Tubería - Método A Los sistemas de tubería a este nivel se aceptan si se demuestra que la presión/temperatura de operación esta dentro de un marco seguro con respecto al componente de esfuerzo de diseño y al MAT. Se puede aplicar a la tubería lo previsto en el párrafo 3.4.3.1 para reducir reducir el MAT cuando el nivel de esfuerzo de operación esta por debajo del esfuerzo de diseño permisible. 3.4.3.5 Sistemas de Tubería - Método B Los sistemas de tubería a este nivel se aceptan si se demuestra que la presión de operación y la temperatura coincidente están dentro de un marco seguro con respecto a una condición de hidroprueba. El enfoque previsto para una reducción reducción en el MAT y definido en el párrafo 3.4.3.2, también puede ser aplicado a la tubería. 3.4.3.6 Sistemas de Tubería - Método C Los sistemas tubería a este nivel se aceptan si cumplen con los criterios de evaluación y las notas de acompañamiento contenidas contenidas en la figura 3.7. Este método es limitado para componentes componentes de tubería con un grosor de 38mm (1.5 pulgadas) o menos. 3.4.3.7 Tanques de Almacenamiento Atmosféricos y de Baja Presión a.

Los tanques atmosféricos y de baja presión que q ue operan a temperatura ambiente (incluyendo aquellos que contienen un producto caliente) deben reunir los criterios de una Evaluación de Nivel 2 contenidos en la figura 3.2.

b.

Los tanques de almacenamiento de baja presión, construidos de acuerdo con API 620 deben ser evaluados como un contenedor presurizado, utilizando los procedimientos de evaluación de los párrafos 3.4.3.1, 3.4.3.2 o 3.4.3.3.

c.

Los tanques de almacenamiento atmosféricos o de baja presión que contienen un producto refrigerado, se deben evaluar utilizando un Nivel 3 de Evaluación

3.4.3.8 Si el componente no reúne los requerimientos de Evaluación de Nivel 2, entonces se puede implementar un Nivel 3.

3.4.4

Evaluación De Nivel 3

3- 10


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3.4.4.1 Contenedores presurizados, tubería y tanques que no reúnan los criterios de evaluación de los Niveles 1 y 2, se pueden evaluar utilizando una Evaluación de Nivel 3. La Evaluación de Nivel 3 usualmente involucra más determinaciones detalladas de uno o más de los 3 factores que controlan la susceptibilidad a una fractura por fragilidad: fragilidad: Esfuerzo, tamaño de la falla y dureza del material 3.4.4.2 La Sección 9 se puede usar como una base para una Evaluación Evaluación de Nivel 3. Un análisis de riesgo también se puede considerar en una Evaluación de Nivel 3, considerando la probabilidad y consecuencias potenciales de una fractura por fragilidad en un servicio específico. 3.4.4.3 En este nivel de evaluación, se puede utilizar el criterio del ingeniero involucrado para aplicar algunos de los principios de los Niveles 1 y 2 sin las restricciones específicas utilizadas para estos niveles. Ejemplos de algunos otros enfoques enfoques que se puedan considera son: son: a.

Implementar un análisis de transferencia de calor para obtener un estimado menos conservativo de la temperatura más baja del metal a la cual el contenedor estará expuesto durante el servicio.

b.

Si las cargas siempre son cuasi estáticas, se deben tener consideraciones adicionales, debido a los cambios de temperatura entre dinámica y dureza quasi-static (e.g. Charpy V-notch).

c.

Inspeccionar todos los cordones y uniones soldadas al recubrimiento presurizado para detectar fallas en la superficie en la próxima inspección programada y suministrar guías sobre tamaños de falla aceptables, aceptables, basados en una evaluación de fallas (Ver Sección 9). La extensión de inspecciones subsecuentes, se debe basar en la severidad del servicio considerando las condiciones condiciones dadas en el párrafo párrafo 3.3.3. Un examen ultrasónico ultrasónico desde el exterior, es permisible si la superficie interior no se puede inspeccionar directamente.

3.4.4.4 Puede ser necesario evaluar esfuerzos utilizando técnicas avanzadas, tales como un análisis de elementos limitados. limitados. Se deben considerar todas las cargas relevantes, relevantes, incluyendo aquellas aquellas que producen esfuerzos localizados (e.g. fuerzas fuerzas y momentos en boquillas), efectos termales transitorios transitorios y esfuerzos residuales. Estas consideraciones adicionales pueden resultar resultar en criterios diferentes para diferentes ubicaciones dentro de una pieza del equipo. Ubicaciones y orientaciones probables de falla en forma de grieta, se deben determinar para guiar los análisis de esfuerzo. 3.4.4.5 Una Evaluación de Nivel 3 normalmente depende de la determinación del máximo tamaño esperado de la falla en ubicaciones de alto esfuerzo. Por lo general, estas fallas se asumen asumen para hacer rupturas de superficie y para ser orientadas transversalment transversalmentee al máximo de esfuerzo. esfuerzo. Para estructuras soldadas, esto implica, con frecuencia, que la falla está localizada dentro del campo de esfuerzo residual de una soldadura longitudinal. longitudinal. El máximo esperado del tamaño tamaño de la falla, se detecta con las técnicas del estándar NDE. El tamaño de la falla falla detectable, depende depende de factores tales tales como condición de la superficie, ubicación, accesibilidad, accesibilidad, competencia competencia del operador y la técnica NDE. La Sección 9 se utiliza para derivar derivar los limites de tamaño de una falla falla en forma de grieta. En esta evaluación, el aspecto de radio de la falla asumida, debe ser lo suficientemente grande para asegurar que los cálculos no son altamente sensibles a pequeñas variaciones en la profundidad de la falla y en la dirección a través del grosor. grosor. Para reducir esta sensibilidad, sensibilidad, se recomienda un aspecto mínimo mínimo de radio de 6:1 para una falla en forma de grieta. 3.4.4.6 El uso de información de dureza de material de una prueba apropiada, es la base sugerida para una Evaluación de Nivel 3. Se debe determinar determinar donde no es práctico, práctico, apropiado y con estimados suficientemente suficientemente conservadores. Los métodos para obtener o estimar estimar la dureza de fractura, están descritos en el Apéndice F.

3.5

Evaluación de Vida Remanente - Aceptabilidad para Servicio Continuo

3- 11


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3.5.1

La vida remanente no es normalmente un asunto asociado con la resistencia del equipo a fractura por fragilidad. Por lo tanto, se debe aceptar aceptar el equipo evaluado, evaluado, utilizando un procedimiento procedimiento de Evaluación de Nivel 1º2 para una operación futura, siempre y cuando, las condiciones de operación no se tornen más severas y no haya un mecanismo activo de degradación que pueda resultar en la pérdida de dureza del material o en la propagación de una falla en forma de grieta. Si este no es el caso, se puede implementar una Evaluación de Nivel 3 y se puede calcular una vida remanente asociada con el tiempo de crecimiento de la falla hasta un tamaño crítico.

3.5.2

Los contenedores presurizados construidos con materiales que satisfacen los requerimientos de una Evaluación de Nivel Nivel 1º2 se consideran consideran aceptables para servicio continuo. Los contenedores presurizados se pueden presurizar completamente dentro de los límites de sus parámetros de diseño a cualquier temperatura de metal por encima de MAT .

3.5.3

Los sistemas de tubería construidos con materiales que satisfacen los requerimientos de una Evaluación de Nivel 1º 2 se consideran aceptables para servicio continuo. Los sistemas de tubería se pueden presurizar completamente dentro de sus parámetros de diseño a temperaturas del metal por encima de MAT . Se puede determinar la aceptabilidad aceptabilidad de sistemas de tubería para servicio servicio continuo, utilizando métodos métodos similares como como aquellos para evaluar contenedores contenedores presurizados. Existen dos factores que distinguen la tubería de los contenedores presurizados y hacen a la tubería menos probable a experimentar una fractura por fragilidad: (1) Un MAT más más bajo es más fácil de alcanzar porque el grosor componente es usualmente más delgado, (ver Figura 3.3, Nota 5); y (2) existe menos probabilidad de tener una falla en forma de grieta orientada perpendicularmente al esfuerzo más alto en los sistemas de tubería porque hay menos cordones de soldadura longitudinales (Ejm.: Tubería sin cordones).

3.5.4

Los tanques de almacenamiento atmosféricos y de baja presión construidos con materiales que satisfacen los requerimientos de una Evaluación de nivel 1o2se consideran aceptables para servicio continuo. Una Evaluación de Nivel para tanques de almacenamiento almacenamiento debe seguir las mismas líneas generales como las utilizadas para contenedores presurizados, sin embargo, el análisis debe reflejar las consideraciones especiales de diseño utilizadas para tanques de almacenamiento tales como plato de fondo - a - unión de recubrimiento.

3.6

Corrección

3.6.1

Un Análisis FFS normalmente brinda una evaluación de la condición de un componente de operación continua para un período período de tiempo basado en una curva de degradación. En el caso de una fractura por fragilidad, es aconsejable para un servicio continuo siempre y cuando las condiciones de operación no se tornen más severas y/o no exista un mecanismo de degradación del material que resulte en la pérdida de dureza del material o en la propagación de una falla en forma de grieta. Sin embargo, en algunos casos, casos, las curvas de degradación degradación futuras son muy difíciles difíciles de predecir o las degradaciones pequeñas o no adicionales se pueden tolerar. Por lo tanto, el propietario - usuario puede escoger los métodos de mitigación a ser aplicados para prevenir o minimizar la intensidad de daño adicional.

3.6.2

Los métodos de corrección, se describen describen a continuación. Los métodos citados no incluyen incluyen todas las situaciones ni tienen la intención de sustituir la evaluación de ingeniería de una situación en particular. El propietario - usuario debe consultar un metalúrgico especializado / ingeniero de corrosión e ingeniero mecánico con el fin de aplicar el método más apropiado para el mecanismo de daño relevante.

3.6.2.1. Limitaciones de Operación - La limitación de condiciones de operación dentro del conjunto aceptable de presión - temperatura temperatura es el tipo más simple de esfuerzo de corrección. corrección. Este método, sin embargo, puede ser no práctico en algunos casos debido a los requerimientos para un proceso de operación estable. La técnica más efectiva y exitosa para la limitación de operación es implementar implementar un procedimiento de encendido controlado. controlado. Esto se debe al hecho que algunos procesos químicos químicos y de petróleo que experimentan este tipo de evaluación para fractura por fragilidad fueron diseñados

3- 12


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originalmente para temperaturas sustancialmente más calientes, arriba del rango de temperatura donde en riesgo de fractura por fragilidad debe ser dirigido. 3.6.2.2. Tratamiento de Calor Post Soldadura (PWHT)- Si el componente no ha sido sometido a PWHT, éste tratamiento se puede implementar para aumentar la tolerancia de daño en una falla en forma de grieta y resistencia a fractura por fragilidad. fragilidad. El efecto de beneficio del PWHT es doble: •

•

3.6.2.3.

Reduce los residuos de esfuerzo que contribuyen a la fuerza dirigida para una fractura por agrietamiento. Puede debilitar el metal en el punto de una falla preexistente resultando en una dureza mejorada para fractura. Prueba Hidrostática - Si el componente no ha sido sometido a una prueba hidrostática, se puede implementar una para aumentar la la tolerancia de daño por una falla en forma de grieta grieta y la resistencia a una fractura fractura por fragilidad. El efecto de beneficio de una hidroprueba hidroprueba es que las fallas en forma de grieta localizadas en el componente se pulen con lo que se aumenta la resistencia a fractura por fragilidad. fragilidad. Los efectos de beneficio de una hidroprueba se pueden cuantificar utilizando una Evaluación de Nivel 2 (ver párrafo 3.4.3.2) o una de Nivel 3. Si la hidroprueba se implementa, implementa, se debe conducir conducir a una temperatura de metal que permita el flujo plástico sin la posibilidad de una fractura por fragilidad (Ejm.: conducir la prueba que esté en la región superior de la curva de transición). Una temperatura típica típica de hidroprueba que ha sido utilizada utilizada es 17ºC (30ºF por encima del MAT ). ).

3.7

Monitoreo en Servicio

3.7.1

Es muy poco lo que se puede hacer para lograr reducir con el monitoreo en Servicio del equipo el riesgo de fractura por fragilidad porque los factores que contribuyen a este fenómeno como el nivel de esfuerzo, dureza del material y tamaño de la falla son difíciles de monitorear

3.7.2

Monitoreo Para Degradación De Resistencia A Las Hendiduras De Aceros De Baja Aleación

3.7.3

Monitoreo Para Crecimiento Crítico De Fallas -

3.7.4

Las inspecciones durante el servicio pueden resultar en la detección de fallas que incluyen material original o fallas de fabricación. Estas fallas pueden o no exceder los requerimientos requerimientos del diseño original y del código de construcción. Mientras estas pueden tener tener una relación inocua con el código de diseño original, original, su presencia puede afectar o alterar el diseño actual y los parámetros de operación. Alternamente las fallas pueden desarrollarse o resultar de una exposición en el servicio a, condiciones de operación excesivas o actividades relacionadas con el mantenimiento. Se debe evaluar la influencia de estas fallas en el incremento de susceptibilidad a una fractura fractura por fragilidad. fragilidad. Esta evaluación generalmente requiere de un nivel de análisis 2 o 3.

3.8

Documentación

Algunos materiales tales como los aceros de baja aleación cromo - molibdeno, experimentan una perdida de resistencia a las hendiduras debido a la exposición a altas temperaturas, esta degradación se puede monitorear durante la vida de servicio. Que significa una observación del material incluido dentro de un contenedor presurizado. presurizado. Este material se debe remover remover y probar periódicamente para para detectar la degradación degradación de dureza del material. material. La degradación de propiedades propiedades del material material se evalúa de acuerdo con los criterios aceptables para fractura por fragilidad los cuales se han establecido previamente. previamente. Una evaluación de Nivel 3 se requiere para justificar justificar el uso continuo continuo cuando el material no reúne estos criterios. las fallas que se desarrollan o propagan durante la vida de servicio del equipo, pueden tener un efecto perjudicial sobre sobre el riesgo de una fractura por fragilidad. La evaluación de cada tipo tipo de falla esta descrita descrita en otras secciones de esta esta práctica recomendada, para una revisión. Ver Sección 2. Evaluación De Fallas De No Crecimiento Detectadas En Servicio -

3- 13

3.8.1


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La documentación documentación para cada nivel de evaluación evaluación de fractura fractura por fragilidad debe incluir la información citada en la Sección 2 párrafo 2.8 y los siguientes requerimientos específicos.

3.8.1.1 Evaluación De Nivel 1 - Documentación que soporte la evaluación, información especifica utilizada y los criterios que se reúnan de los resultados obtenidos de la evaluación. 3.8.1.2 Evaluación De Nivel 2 - La documentación debe contener las razones para la evaluación, el nivel de evaluación utilizado, los principios de ingeniería empleados, la fuente de información utilizada para todo el material, la identificación de cualquier mecanismo potencial de degradación de las propiedades del material y la influencia asociada a la propagación de fallas, y los criterios aplicados al procedimiento de evaluación. 3.8.1.3 Evaluación De Nivel 3 - La documentación debe contener las razones para implementar una evaluación de nivel 3 todos los puntos pertinentes a la evaluación de competencia para el servicio. La documentación debe contener también los principios de ingeniería empleados incluyendo los métodos de análisis de esfuerzo, el tamaño de la falla, la fuente de información utilizada para todo el material, identificación de cualquier mecanismo potencial de degradación de las propiedades del material y la influencia asociada a la propagación de fallas y los criterios asociados al procedimiento de evaluación. 3.8.2

Todos los documentos que pertenecen a la evaluación de fractura por fragilidad se deben conservar en el archivo archivo histórico histórico del equipo. Esto incluye incluye documentación documentación soporte, información, reporte de pruebas y referencias de los métodos y criterios utilizados para estas evaluaciones. Para contenedores expuestos a condiciones idénticas un solo documento con las referencias apropiadas es adecuado.

3.9

Referencias

3.9.1

McLaunghlin, J.E., Sims, J.R., "Evaluación de Riesgo de Fractura por Fragilidad de un Equipo Antiguo" ASME PVP-Vo. 26, Sociedad Americana de Ingenieros Mecánicos, Mecánicos, New York, N.Y., pp. 257 - 264.

3.9.2

Findlay, M., McLaughlin, J.E., y Sims, J.R., J.R., "Evaluación de fractura por fragilidad para para contenedores presurizados antiguos durante exposiciones a temperatura por debajo de la temperatura mínima de diseño", ASME PVP- Vol. 288, Sociedad Americana de Ingenieros mecánicos, New York, N.Y., pp.297-305

3.9.3

TWI "Diseños Seguros para Fracturas en Tanques de Almacenamiento Grandes", A.A Willoughby, Instituto de Soldadura, 1986.

3.10

Tablas y Figuras

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Tabla 3.1 Revisión de Información para la Evaluación de Fractura por Fragilidad Utilice esta forma para resumir la información obtenida en una inspección de campo. Identificación del Equipo: '__________________________________ '___________________________________________________ _________________ Tipo de Equipo:_____ Contenedor Presurizado _____ Tanque de Almacenamiento _______Componente de Tubería Tubería Tipo de Componente Ubicación ______________________________________________ Año de Fabricación________________________________________________ Fabricación________________________________________________________ ________

Información Requerida Para una Evaluación del Nivel 1 (V- Indica información necesaria para contenedores presurizados, P - para tubería y T - para tanques) Temperatura de diseño (V,P,T): ______________________________________________ ______________________________________________ Presión de Hidroprueba Original(V,P):_________________________________________ Original(V,P):_________________________________________ Gravedad Especifica del Producto & Altura de Fluido del Diseño {T}:________________ Temperatura durante la Presión de la Hidroprueba original {V,P,T}________________ Grosor nominal de la Pared de Todos los Componentes{V,P,T}:_________________ Temperatura de Exposición Critica (CET) ,{V,P,T}:___________________________ Temperatura Mínima Permisible (MAT), {V,P}:___________________________________ PWHT hecho al inicio de la construcción? {V,P,T}:________________________________ {V,P,T}:________________________________ PWHT después de todas las reparaciones? {V,P,T}:_________________________ {V,P,T}:_________________________

Información Adicional Requerida para una Evaluación de Nivel II(Adicional a la Información para el Nivel I) Eficiencia de la soldadura de unión (Nivel II) {V,P,T}:________________________ {V,P,T}:________________________ Corrosión Permisible {V,P}:__________________________________________________ {V,P}:__________________________________________________ Presión de Operación Máxima {V,P}:__________________________________________ Información de Impacto Charpy, si esta disponible {V,P,T}:_____________________

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Tabla 3.2 Procedimiento para Determinar la MAT cuando no están disponibles los resultados de la Prueba de Impacto Paso 1

Acciones Requeridas Para el componente en consideración, determine los siguientes parámetros: Grosor nominal sin corrosión (2) Grosor nominal sin corrosión predominante t g (3) Materiales de construcción Curvas de dureza de material aplicables de la figura 3.3 (4) Todas las cargas aplicables y las Temperaturas Mínimas Permisibles coincidentes (5) Pérdida de metal asociada con el grosor predominante, LOSS Provisión de Corrosión futura asociada con el Grosor predominante, FCA Eficiencias de las soldaduras, E y E • (6) (7) Grosor requerido en condición de corrosión para todas las cargas aplicables, tr, utilizando la eficiencia de las uniones soldadas. Determine la MAT a partir de la figura 3.3 con base en la curva de dureza aplicable y el grosor predominante actual que es igual al grosor nominal predominante menos la pérdida de metal metal asociada. Determine la siguiente rata: • • • • • • • • •

2 3

R tsts = 4 5 6

tr E• Tg – LOSS – FCA

S• E• =

(3.1) SE

Utilice el promedio obtenido en el paso anterior para ingresar la ordenada de la figura 3.5 y determinar la reducción que se debe aplicar al MAT encontrado en el paso 2. Determine el MAT ajustado restando el valor obtenido en el paso 4 , del MAT obtenido en el paso 2. En la figura 3.5, notas 6 y 7, se proporciona un límite inferior al MAT resultante. Repita los pasos 1 a 5 para todos los componentes que conforman el equipo que se está evaluando (contenedores presurizados o sistema de tubería). El MAT para el equipo es el valor más alto obtenido en este cálculo.

Notas: 1. El MAT se puede basar en los resultados de la prueba de impacto Charpy Energy de estar disponibles (ver párrafo 3.4.2.1.c) 2. Para tubo soldado donde se permita cepillar más allá de la tolerancia especificada, el grosor después de deducir el cepillado se debe tomar como grosor nominal. De la misma forma, para las cabezas formadas, el grosor mínimo específico después de la formación debe ser usado como grosor nominal. 3. El grosor predominante se define en el párrafo 3.4.2.1.d. 4. La curva aplicable de dureza de material puede ser determinada una vez que se conoce la especificación del material (ver tabla 3.3. y tabla 3.4.). Observe que para algunos materiales, el tratamiento con calor y la práctica de fabricación de acero debe ser establecida para determinar una curva de dureza. 5. En la Tabla A.1 del Apéndice A se incluye un resumen de las cargas que deben ser consideradas. Sólo se deben tener en cuenta aquellas cargas que produzcan esfuerzo a la tracción de la membrana primaria en el MAT coincidente. 6. E es la eficiencia de la unión (ej. Ver tabla UW- 12 del Código ASME, Sección VIII, División 1) utilizada en el cálculo de t r . E • tiene un valor igual a E excepto porque E • no debe ser menor de 0.80. Para fundiciones, se debe utilizar el factor de calidad o la eficiencia de la unión E, cualquiera que predomine en el diseño. 7. Observe que el promedio computado en el paso 3 puede ser calculado en términos de esfuerzos o grosores y eficiencias de la unión soldada donde S •. es el esfuerzo primario general aplicado, S es el valor de esfuerzo permisible en la tensión, y E y E • se definen en la nota 5. 8. S• para los sistemas de tubería, se computa utilizando las guías de la figura 3.7, nota 5. Para componentes con calibraciones de presión y temperatura, el promedio de esfuerzo, Rts, se calcula como la presión para pa ra la condición en consideración dividida por la presión en la temperatura mínima del diseño.

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Tabla 3.3 Asignación de Materiales para las Curvas en la Figura 3.3 Curva A

B

C

Material (1), (2), (6) 1. Todas la placas de acero de baja aleación, las de acero carbón y las barras y formas estructurales no relacionadas en las Curvas B, C y D. 2. SA- 216 grados WCB y WCC si son normalizados y templados o enfriados con agua y templados; SSA- 217 Grado WC6 si son normalizados y templados o enfriados con agua y templados. 3. Las siguientes especificaciones para materiales obsoletos: A7, A10, A30, A70, A113, A149, 150 (3) 4. Las siguientes especificaciones para materiales obsoletos de la edición 1994 del Código ASME, Sección VIII: S1, S2, S25, S26 y S27 (4). 5. A201 y A212 a menos que se pueda establecer que el acero fue producido mediante una práctica de grano- fino (5) 1. SA- 216 Grados WCA si son normalizados y templados o enfriados con agua y templados. SA- 216 Grados WCB y WCC para grosores que no excedan excedan las dos pulgadas si se producen mediante una práctica de grano- fino y enfriados con agua y templados. SA- 217 Grado WC9 si son normalizados y templados. SA- 285 Grados A y B. SA- 414 Grado A. SA- 442 Grado 55 > i pulg. Si no ha sido sometido a práctica de grano y ha sido normalizado. SA- 442 Grado 60 Si no ha sido sometido a práctica de grano y ha sido normalizado. Sa515 Grados 55 y 60. SA 516 Grados 65 y 70 si no han sido normalizados. SA- 612 si no han sido normalizados. SA- 662 Grado B si no han sido normalizados. 2. Excepto por los aceros fundidos, todos los materiales de la curva B si han sido producidos mediante la práctica de grano fino y han sido normalizados, que no estén relacionados para la curva C y D; 3. Todos los tubos, uniones, fojas, y tubería no relacionada para las curvas C y D; 4. Las partes permitidas según el párrafo UG- 11 del Código ASME, Sección VIII, División 1, deben ser incluidas en la curva B aunque sean fabricadas de placas que de otra forma serían asignadas a una curva diferente. 5. A201 y A212 si se puede establecer que el acero acero fue producido producido mediante la práctica de grano- fino. 1. SA- 182 Grados 21 y 22 si son normalizados y templados SA- 302 Grados C y D SA- 336 Grados F21 y F22 si son normalizados y templados SA- 387 Grados 21 y 22 si son normalizados y templados SA- 442 Grados 55< 1 pulg. Si no son producidos mediante la práctica de grano fino y normalizados SA- 516 Grados 55 y 60 si no son normalizados SA- 533 Grados B y C SA- 662 Grado A 2. Todos los materiales de la curva B si son producidos según la práctica de grano-fino y no están relacionados para la Curva D. D.

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Curva D


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Tabla 3.3 Asignación de Materiales para las Curvas en la Figura 3.3 Material (1), (2), (6) SA- 203 SA- 442 Si son producidos mediante la práctica de grano fino y normalizados SA- 508 Clase 1 SA- 516 si son normalizados SA- 524 Clases 1 y 2 SA- 537 Clases 1 y 2 SA- 612 si son normalizados SA- 662 si son normalizados SA- 738 Grado A

Notas: 1. Cuando no se muestra una clase o grado de material, se incluyen todas las clases y grados. 2. Lo siguiente aplica a todas las notas de asignación de material. a. Los promedios de enfriamiento más rápidos que los obtenidos por el aire, seguidos de templado, según lo permitido por la especificación del material, se consideran como equivalentes a tratamientos de calor de normalización y templado. b. La práctica de grano- fino se define como los procedimientos necesarios para obtener un tamaño de grano austenítico según se describe en SA- 20 3. La primera edición del Código API para Contenedores Presurizados (discontinuada en 1956) incluía estas especificaciones de placas de acero carbón ASTM. Estas especificaciones fueron designadas para acero estructural para puentes, y vías de rodadura o para hervidores y servicio estacionario. ASTM A 149 y A250 eran aplicables a placas de acero carbón de alta resistencia a la tracción para contenedores presurizados. 4. La edición 1934 de la sección VIII del código ASME relacionaba una serie de especificaciones para el Acero ASME. 5. Estos dos aceros fueron reemplazados en grados de resistencia por los cuatro grados especificados en ASTM A515 y los cuatros grados especificados en ASTM A 516. El acero de acuerdo con ASTM A 212 fue hecho sólo en grados de resistencia similares a los grados 65 y 70 y han sido la razón para varias fallas por fragilidad conocidas. Los aceros de conformidad con ASTM A 201 y 212 fueron asignados a la curva A a menos que se pueda establecer que el acero ha sido producido por la práctica de grano- fino, que pueda haber aumentado las propiedades de dureza. 6. No se ha intentado hacer una lista de especificaciones obsoletas para tubos, uniones, barras y fundiciones. A menos que se tenga información específica contraria, todas estas formas de producto deben ser asignadas a la Curva A.

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Tabla 3.4 Temperatura de exención de la Prueba de Impacto para materiales de empalme Especificación

Grado

SA- 193

B5

SA- 193

B7

Temperatura de Exención de la Prueba de Impacto (°C) (°F) -29 -20 Dia ≤ 63.5 (2.5 in.)

SA- 193

B7

Dia ≤ 63.5 (2.5 in.)

SA- 193 SA- 193 SA- 307

B7M B16 B

SA- 320

L7, L7A, L7M, L43

SA- 325 SA- 354 SA- 354 SA- 449 SA- 540 SA- 194 SA- 540

1,2 BC BD --B23/24 2, 2H, 2HM, 3, 4, 7, 7M, y 16 B23/B24

-46

-50

-40

-40

-48 -29 -29 Impacto Probado Según Especificación -29 -18 -7 -29 -12 -48 -48

-55 -20 -20 Impacto Probado Según Especificación -20 0 +20 -20 +10 -55 -55

Nota: Los materiales de empalme están exentos de evaluación debido a las condiciones de carga.

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Tabla 3.5 Ecuaciones para las Curvas incluidas en las figuras 3.3, 3.5, 3.6 y 3.8

Ecuación (ver nota 1)

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Tabla 3.5 Ecuaciones para las Curvas incluidas en las figuras 3.3, 3.5, 3.6 y 3.8

Notas: 1. Las unidades para las ecuaciones en esta tabla son: t- El grosor del recubrimiento es en pulgadas. MAT- La Temperatura Mínima Permisible es en grados Farenheit, TR - La reducción en la MAT basada en el grosor disponible es en grados Farenheit, TRH – La reducción en la MAT basada en la rata de hidrotest a operación, es en grados Farenheit, y Ts- La temperatura del metal del recubrimiento es en grados Farenheit. 2. A esta ecuación se asigna una disminución de temperatura con base en el esfuerzo permisible a temperatura ambiente del código de construcción original, ver notas 3, 4, y 5. 3. Ver nota 2 de la figura 3.5 4. Ver nota 3 de la figura 3.5 5. Ver nota 4 de la figura 3.5 6. Ver nota 1 de la figura 3.6, H R se define en la figura 3.6 7. Ver nota 2 de la figura 3.6, H R se define en la figura 3.6 8. Ver nota 3 de la figura 3.6, H R se define en la figura 3.6

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Figura 3.1 Procedimiento de Evaluación de Fragilidad para Contenedores Presurizados y Tubería

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Figura 3.2 Evaluación de la Fractura por Fragilidad en Tanques de Almacenamiento

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Notas para la Figura 3.2 El procedimiento de evaluación que se muestra en la Figura 3.2 se debe utilizar para una evaluación de Nivel 2 para tanques de almacenamiento atmosféricos arriba del suelo en servicios de petróleo y químicos. Cada uno de los pasos en la escala de decisión están numerados como corresponde a la siguiente explicación: 1. Tanques de almacenamiento atmosféricos construidos de acuerdo con el estándar API650 (Séptima edición o posteriores) incluyen los requerimientos para minimizar el riesgo de falla debido a fractura por fragilidad. Los tanques construidos de acuerdo con versiones anteriores de este estándar también se pueden encontrar para reunir estos requerimientos de dureza por muestras de pruebas de impacto de un numero representativo de platos de recubrimiento (Séptima edición o posteriores). 2. Algunos tanques continúan operando satisfactoriamente en el mismo servicio y no fueron construidos de acuerdo a los requerimientos del estándar del API 650 (Séptima edición o posteriores). Estos tanques son potencialmente susceptibles a fallas de fractura por fragilidad y requieren una Evaluación de Nivel 2. 3. Para propósitos de esta evaluación la prueba hidrostática demuestra que un tanque de almacenamiento atmosférico arriba del suelo en un servicio Químico o de Petróleo esta habilitado para servicio continuo y a un riesgo mínimo de falla de Fractura por Fragilidad, teniendo todos estos requerimientos para reparaciones, alteraciones, reconstrucción o cambio en servicio, están de acuerdo con el estándar API 653 (Incluyendo la necesidad de una prueba hidrostática de reparaciones mayores o reconstrucción). La efectividad de la prueba hidrostática en demostrar competencia para un servicio continuo se demuestra por la experiencia de la industria. 4. Si el grosor de recubrimiento de un tanque no es mayor de 12.7 mm (0.5 plg) el riesgo de falla de fractura por fragilidad es el mínimo previsto, una evaluación para adecuación de servicio de ha desarrollado de acuerdo con API 656. El grosor nominal original para el plato de recubrimiento del tanque se puede utilizar para esta evaluación 5. No se conocen fallas debido a fracturas por fragilidad que hallan ocurrido a temperaturas de recubrimiento del metal de recubrimiento de 16º Centígrados (60º F o por encima) Se puede obtener una seguridad similar contra fracturas por fragilidad incrementando la temperatura del metal calentando el contenido del tanque. 6. La experiencia de la industria y las pruebas de laboratorio han demostrado que una membrana de esfuerzo en los platos de recubrimiento del tanque de al menos 55.2 MPa (8 ksi) se requiere para causar fallas debido fractura por fragilidad. 7. Los tanques construidos con la lista de acero de la Figura 2-1 del estándar API650 se utilizan dé acuerdo con sus curvas de exención, provista para una evaluación de adecuación de servicio se ha desarrollado de acuerdo con la Sección 2 del estándar API653. Los tanques fabricados con acero de dureza desconocida de grosor mayor 12.7 mm (0.5 plg) y operados a una temperatura del metal de recubrimiento por debajo de 16º Centígrados (60ºF) se pueden utilizar si el tanque reúne los requerimientos de la Figura 3.8. El grosor nominal original para el plato más grueso de recubrimiento del tanque se puede utilizar para esta evaluación. Para tanques no calentados la temperatura del metal de recubrimiento debe ser la temperatura del metal de diseño como se define 2.2.9.3 del estándar API650. 8. El riesgo de falla de fractura por fragilidad es mínimo una vez halla demostrado que se puede operar a un nivel de liquido máximo especificado a la temperatura mas baja esperada sin fallas a menos que se hallan echa reparaciones o alteraciones. El propósito de esta evaluación de mínimo de temperatura esperada se define como el promedio de temperatura más baja durante el día que aparece en la figura 2-2 del estándar API 650 para la parte continental de los Estados Unidos, es necesario revisar los libros de récords del tanque y los récords metereològicos para asegurar que el tanque ha sido operado al nivel del liquido máximo especificado cuando la temperatura promedio de un día fue tan baja como se muestra en la Figura 2-2 del estándar API650.

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9. Se puede desarrollar una evaluación para establecer un ambiente seguro de operación para un tanque basado en la historia de operaciones operaciones anteriores. anteriores. Esta evaluación se basa en la la combinación más severa de de temperatura y nivel de liquido experimentada por el tanque durante su vida. La evaluación puede mostrar que el tanque necesita una clasificación u operación diferente; opciones severas que existen: •

Restricción del nivel de liquido

•

Restricción de la temperatura de metal mínima

•

Cambio de servicio a un producto almacenado con una gravedad especifica menor

•

Combinación de las Anteriores.

10. Una evaluación puede determinar si el cambio en los lugares de servicio del tanque es mayor el riesgo de falla de fractura por fragilidad. El servicio se puede considerar más severo y crear un riesgo mayor de fractura por fragilidad si la temperatura de servicio se reduce (por ejemplo cambio de servicio de aceite caliente a un producto con temperatura ambiente) o si el producto se cambia por uno con una gravedad especifica mayor y el esfuerzo se incrementan. 11. Un cambio en el servicio se debe evaluar para determinar si esta incrementa el riesgo de falla fractura por fragilidad en el evento de un cambio a servicios más severos (tales como operación a temperatura menor o un producto manejado a una gravedad especifica mas alta) se debe considerar unas condiciones de servicio futuras en la evaluación de competencia para el servicio.

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Figura 3.3 Temperatura de Metal Mínima Permisible

Notas: 1. Las curvas A a D definen las clases de especificación de material de acuerdo con las tablas 3.3 y 3.4. 2. El equipo cuya CET esté por encima del la curva de material apropiada está exento de más evaluaciones de fractura por fragilidad. 3. Esta figura es del Código ASME, Sección VIII, División I, párrafo UCS- 66. 4. La curva A intersecta el eje MAT a -8°C (18°F), la curva B intersecta el eje MAT en -29°C (-20°F), y las curvas C y D intersectan el eje MAT en -48°C (-55°F). 5. Estas curvas también pueden ser utilizadas para evaluar los componentes de la tubería diseñados según el Código ASME B31.3. En este caso, la curva B debe ser desviada a la derecha de modo que 12.7 mm corresponda a una temperatura de 29°C (-20°F). Para tener en cuenta esta desviación en una evaluación, se puede utilizar un grosor predominante p redominante efectivo igual al grosor predominante real menos 2.69 mm para determinar la MAT. 6. En la tabla 3.5 se proporcionan las ecuaciones de las curvas en esta figura. 7. Se permite una reducción en la MAT para componentes sometidos a PWHT (ver párrafo 3.4.2.1.e)

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Figura 3.4 Algunos detalles del contenedor que muestran el grosor predominante

(B) Conexión Soldada con o sin Placa de Refuerzo

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Figura 3.4 (cont.) Algunos Detalles Típicos del Contenedor que muestran el Grosor Predominante

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Figura 3.4 (cont.) Algunos detalles del contenedor que muestran el grosor predominante

Notas: 1. En general, el grosor predominante es la parte más delgada de las dos que conforman una unión soldada. 2. En los detalles de la figura 3.4 (A) a (G), t gi, es el grosor predominante en la unión soldada i. 3. La MAT de un componente se evalúa en cada grosor predominante, t gi, según convenga.

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Figura 3.5 Reducción de la MAT con base en el grosor disponible para contenedores de en acero carbón y de baja aleación

Notas 1. Ver tabla 3.2 para la definición de parámetros 2. Utilice esta curva para componentes con un esfuerzo permisible de diseño a temperatura ambiente menor o igual a 120.8 MPa (17.5). Esta curva puede ser usada para contenedores diseñados y construidos según el Código ASME, Sección VIII, División D ivisión 1, ediciones anteriores a 1999. 3. Utilice esta curva para componentes con un esfuerzo permisible de diseño a temperatura ambiente menor o igual a 137.8 MPa (20 ks), pero mayor que 120.8 MPa (17.5). Esta curva puede ser usada para contenedores diseñados y construidos construidos según el Código ASME, Sección VIII, División 1, edición 1999 y posteriores. 4. Utilice esta curva para componentes con un esfuerzo permisible de diseño a temperatura ambiente menor o igual a 172.5 MPa (25 ks), pero mayor que 147.8 MPa (20 ksi). Esta curva puede ser usada para contenedores diseñados y construidos según el Código ASME, Sección VIII, División 2, y tubería diseñada según ASME B31.3. 5. Las ecuaciones para las curvas en esta figura aparecen en la tabla 3.5 6. El punto de inicio para la MAT a utilizar con la reducción de temperatura en esta figura es –48°C (55°F) para componentes sometidos sometidos a PWHT (ver (ver párrafo 3.4.2.1.e.) 3.4.2.1.e.) 7. El punto final para la MAT después de la aplicación de la reducción de temperatura permitida por esta figura es función de Rts y la base de esfuerzo permisible tal como se define en las notas 3, 4 y 5. Cuando Rts es menor o igual a 0.4, 0.35 y 0.3 en la curva aplicable, entonces MAT= 104°C (155 °F).

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Figura 3.6 Reducción Permisible en la MAT con base en la Prueba Hidrostática

Notas: 1. 2. 3. 4.

Utilice esta curva cuando la presión de la hidrotest sea el 125% de la presión de diseño. Utilice esta curva cuando la presión de la hidrotest sea el 130% de la presión de diseño. Utilice esta curva cuando la presión de la hidrotest sea el 150% de la presión de diseño. Las ecuaciones para las curvas de esta figura aparecen en la tabla 3.5.

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Figura 3.7 Método C de la Evaluación Nivel 2 para tuberías de acero carbón

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Notas para Figura 3.7 3.7 1.

Experiencias de fractura por fragilidad de tubería están usualmente asociadas con exposiciones a bajas temperaturas no anticipadas.

2.

El choque de congelación es un descenso en la temperatura en el metal causado por un flujo de liquido repentino el cual esta por debajo de -29º Centígrados (-20º F) y que esta 56º Centígrados (100º F o más) por debajo de la temperatura del metal metal del equipo antes del enfriamiento enfriamiento además de un liquido un fluido fluido de fase doble se puede considerar cuando se evalúen un choque de congelación potencial. Un ejemplo de esto es una llama superior que recibe una descarga de liquido subenfriado desde una válvula de descargue de seguridad.

3.

Las vibraciones en un tramo del sistema de tubería pueden iniciar fisuras las cuales son causadas por un alto nivel de fractura por fragilidad. Si el sistema puede ser sometido a una operación cíclica o carga de impacto mientras sé esta operando por debajo de -29º Centígrado (-20ºF), entonces se debe hacer una evaluación para determinar si el esfuerzo cíclico resultante puede ser el resultado de la iniciación y propagación de una fisura. Si el inicio y/o propagación de una fisura se determina como posible, se requiere una Evaluación de Nivel 3. Las cargas de impacto incluidos como golpes del flujo o golpes fuertes repetidos de herramientas o equipo móvil, etc. Las cargas de impacto menor producidas por herramientas manuales diferentes diferentes a golpes deliberados no son generalmente causas de interés.

4.

Una experiencia de operación sobresaliente aceptada se basa:

5.

a.

Las condiciones de operación nominal son esencialmente las mismas y consistentes para un periodo de tiempo significante y más condiciones severas, no son aceptadas en el futuro(ejemplo: La Temperatura menor y/o la presión más alta o esfuerzo). Adicionalmente, la temperatura de diseño máxima y la presión no se exceden por un periodo de tiempo significante. (Ver que las líneas de descargue de las válvulas de seguridad usualmente no reúnen estos criterios ver Nota 1).

b.

La tubería no esta en un ambiente de fisura por corrosión de esfuerzo tales como tubería no PWHT, DEA, MEA, NaOH o KOH. Esta restricción no aplica para tubería no acordonada con una humedad en servicio H2S o tubos no acordonados y soldados en servicio para Anhídrido de Amonio a menos que halla indicaciones claras de fisuras en la tubería.

c.

La buena condición de un sistema de tubería se determina por inspección utilizando API570 u otro código o estándar de inspección aplicable.

d.

Los sistemas de tubería tiene una flexibilidad adecuada debido a la virtud de disposición libertad de incremento térmico y soportes determinados en buena condición por una inspección visual.

Guías para Cálculos de Esfuerzo: a.

El esfuerzo circunferencial se debe calcular en el grosor de la pared nominal menos la perdida de material, corrosión futura permisible, consideraciones mecánicas y la tolerancia de fabricación

b. El esfuerzo longitudinal se debe calcular basado en el resultado de esfuerzo combinado de la presión, esfuerzo muerto y desplazamiento del estiramiento. Para calcular él calculo de esfuerzo longitudinal las fuerzas y momentos en el sistema de tubería se determina utilizando las propiedades de la sección basado en las dimensiones dimensiones nominales ajustada ajustada para la perdida del metal metal y en una futura corrosión futura permisible y el esfuerzo se debe calcular utilizando las propiedades de la sección basadas en las dimensiones nominales menos la perdida de metal, corrupción futura permisible y consideraciones mecánicas. La intensificación intensificación de los factores de esfuerzo asociados con curvas de tubo, codos, tees, etc, no necesitan ser incluida en él calculo de esfuerzo longitudinal. El esfuerzo térmico no se considera como un rango de diseño completo, sino como el resultado de

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un sistema con una temperatura de diseño alta. Este debe reflejar el esfuerzo actual impuesto a b aja temperatura.

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Figura 3.8 Curva de exención para tanques construidos de acero carbón de dureza desconocida mayor de 12.7 mm (1/2 in.) y funcionando a una temperatura en el metal del recubrimiento por debajo de 60°F

Notas: La anterior curva de exención entre –1°C (30°F) y 16°C (60°F) se basa en la curva A de la figura 3.3. Las otras partes de la curva fueron establecidas con base en la experiencia de operación exitosa.

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Ejemplo de Problemas

3.11.1 Problema de Ejemplo 1: Un contenedor presurizado, de 1 pulgada de grosor fabricado con un SA-85 grado C en servicio casuístico fue sometido originalmente a PWHT al momento de la construcción. El contenedor fue diseñado y construido para Código ASME B&VP, Sección VIII, División I. Determinar el MAT. Solución: Basado en la figura 3.3 un MAT de 68º F (20º C) se estableció para el contenedor sin ningún permiso para PWHT. Aplicando el permiso para PWHT se reduce el MAT en 30º F (17º C) y se establece un nuevo de 38º F (3º C). 3.11.2 Problema de Ejemplo 2: Un recipiente horizontal de 1.5 plg (38mm) se fabrica con acero A-516 grado 70 el cual fue suministrado en la condición normal. No hay datos de dureza en el acero. El contenedor fue designado y construido de acuerdo del código ASME, Sección VIII, División 1. Determinar el MAT. Solución: Desde que se manufactura el SA-516 grado 70 para una practica de grano fino y se suministra en este caso en condición normal se debe usar la Curva D de la Figura 3.3. En este caso el MAT que se encuentra esta -15º F (-26ºC). 3.11.3 Problema de Ejemplo 3: Un contenedor reactor fabricado con SA-204 GrB(C-1/2Mo) Tiene las siguientes propiedades y dimensiones de material. Los reactores fueron diseñados y construidos de acuerdo con el código ASME B&PV Sección VIII, División I. Desarrolle una tabla de MAT como una función de presión basada en el párrafo 3.4.3.1 y los permisos dados en al Figura 3.5 y Tabla 3.2. Información del Contenedor Esfuerzo Permisible

=

17.500 psi (121 MPa)

Presión de Diseño

=

390 psi (2.69 MPa)

Diámetro Interior

=

234 plg (5.943,6 mm)

Presión de Operación

=

240 psi (1.66 MPA)

Grosor de la Pared

=

2.72 plg (69 mm)

Presión de Encendido

=

157 psi (1.04 MPA)

Eficiencia de la Unión Soldada

=

1.0

Corrosión Permitida Presión de Diseño al MAT

= =

1/16 plg (1.6 mm)

110º F (43º C) (Ver Curva A de la Figura 3.3

No se dispone de la la información de la prueba de impacto. impacto.

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Apéndice A): 234” R c=

- 0.0625 = 116.9” 2

tc = 2.72” – 0.0625” = 2.66”

S• E• = P

116.9 + 0.6 = 44.6 P 2.66

Utilizando esta relación, se puede establecer una tabla de MAT en función de la presión con base en el párrafo 3.4.3.1 y las provisiones dadas en la figura 3.5 y tabla 3.2. P Psi (MPa)

S• E• Psi (MPa)

390 (2.69) 240 (1.66) 157 (1.08)

17.400 (120) 10.700 (73.8) 7.000 (48.3)

S• E• Rts = SE 1.00 0.61 0.40

ΔT

°F (°C)

MAT °F (°C)

0(0) 110 (43) 38 (21) 72 (22) 105 A 260 (58 A 144) 5 A –155 (-15 A 104)

Las presiones de operación y los valores correspondientes del MAT en esta tabla deben ser comparados con las condiciones de operación actuales del contenedor para confirmar que la temperatura del metal (CET) no puede estar por debajo del MAT a la presión de operación correspondiente. 3.11.4 Problema Ejemplo 4- una esfera fabricada de BS 1501- 213 Grado 32A LT (equivalente a SA- 414 Grado G) tiene las siguientes dimensiones y propiedades de material. El contenedor fue diseñado y construido según el Código ASME B&PV, Sección VIII, División 1. Desarrolle una tabla de MAT en función de la presión con base en el párrafo 3.4.3.1 y las provisiones dadas en la figura 3.5 tabla 3.2. Información del contenedor Esfuerzo permisible Presión de Diseño Diámetro interior Grosor de la pared Eficiencia de la unión soldada Provisión de corrosión CA MAT a la presión de diseño

= 25000 psi (172.4 MPa) = 205 psi (1.41 MPa) = 585.6 pulgadas (14874.2 mm) = 1.26 in. (32 mm) = 1.0 = 1/16 in. (1.6 mm) = 80°F (26.7 °C), (ver curva A de la figura 3.3.)

No hay disponible información de la prueba de impacto Solución: El esfuerzo de la membrana para un contenedor presurizado esférico en función de presión (ver apéndice A):

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R c=

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585.6” - 0.0625 = 292.7” 2

tc = 1.26” – 0.0625” = 1.198”

S• E• =

P

292.7 + 0.2 = 122 P

2

1.198

Utilizando esta relación, se puede establecer una tabla de MAT en función de la presión con base en el párrafo 3.4.3.1, el procedimiento en la tabla 3.2 y las provisiones dadas por la curva apropiada en la figura 3.5 P Psi (MPa)

S• E• Psi (MPa)

205 (1.41) 143 (0.99) 100 (0.69) 57 (0.39)

25000 (172.5) 17500 (121) 12500 (86.3) 7000 (48.3)

S• E• Rts = SE 1.0 0.7 0.5 0.3

°F (°C)

MAT °F (°C)

0(0) 31.5 (17.5) 58.5 (32.5) 200 (111)

80 (27) 48.5 (9.2) 21 (-6) -120 (- 84)

ΔT

Las presiones de operación y los valores correspondientes del MAT en esta tabla deben ser comparados con las condiciones de operación reales de la esfera para confirmar que la temperatura del metal (CET) no puede estar por debajo del MAT en la presión de operación correspondiente. 3.11.5 Problema Ejemplo 5- Un contenedor presurizado esférico tiene las siguientes propiedades y ha experimentado las siguientes condiciones hidrotest. El contenedor fue diseñado y construido según el Código ASME B& PV, Sección VIII, División 1. Utilizando el párrafo 3.4.3.2 y la figura 3.6, prepare una tabla mostrando la relación entre presión de operación y MAT. Presión de hidrotest = 300 psi (2.07MPa), o 150% de la presión de diseño Presión de diseño = 200 psi (1.38 MPa) Temperatura del metal durante el hidrotest = 50°F (10°C) Solución – La temperatura máxima medida del metal durante al hidrotest fue 50°F. Para ser conservador, se agregan 10°F a esto y el análisis se basa en una temperatura de metal durante la hidrotest de 60°F.

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Psi(MPa)

Presión Hidroprueba

Reducción de Temperatura MAT F(ºC) ºF(ºC)

200 (1.38)

0.67

35 (19.4)

25 (-4)

180 (1.24)

0.6

43 (24)

18 (-8)

150 (1.04)

0.5

55 (31)

5 (-15)

120 (0.83)

0.4

70(39)

-10 (-23)

90 (0.62)

0.3

90(50)

-30 (-34)

75 (0.52)

0.25

105 a210 (58 a117)

-45 a-155(-43 a-104)

Las presiones de operación y valores correspondientes del MAT en esta Tabla se deben comparar con las condiciones de operación atmosféricas actuales para confirmar que la temperatura del metal (CET) no está por debajo del MAT correspondiente a la presión de operación. 3.11.6 Problema de Ejemplo 6: Una torre Demetanizadora en el final frío de una planta de Etileno normalmente opera mas fría en su parte alta y más caliente en la parte baja. La parte baja de la torre se mantiene caliente con un flujo circular lateral a través de una caldera la parte alta de la torre esta construida con un 31/2 % acero Ni el cual a tenido una prueba de impacto para dureza a -101ºC (150ºF). La parte baja de la torre esta construida con un Fully Killed, granulado fino y acero carbonado normalizado el cual ha tenido una prueba de impacto para dureza a -46ºC(-50ºF). Una potencial fractura por fragilidad existe si la caldera no opera debido a que el líquido frío fluye hacia abajo de la torre dentro de la sección de acero carbonado resultando en temperatura de operación significativamente menores a -46ºC(-50ºF). El contenedor fue diseñado y construido con del código ASME B&PV, Sección VIII, División I. Desarrollar una evaluación de fractura por fragilidad para una Torre Demetanizadora de una Planta de Etileno considerando todos los aspectos de operación. La condición de alteración de no-operación apropiada de la caldera se debe incluir en la evaluación. Solución: Una evaluación de fractura por fragilidad consistente con el párrafo 3.4.4 (Evaluación de Nivel 3) se puede desarrollar en una torre Demetanizadora. El procedimiento con referencia de la Torre Demetanizadora se encuentra en la Figura 3.1.e. La evaluación utilizada se basa en los principios mecánicos de fractura presentados en la Sección 9. En la evaluación él limite de tamaño de falla en la Torre se debe establecer y un estudio de Sensibilidad se implementa para determinar cambios en los limites del tamaño de la falla, así como en la temperatura en las fugas de la Torre durante una exposición. Basado en los resultados de la evaluación, se debe construir una gráfica de limitantes de tamaño de Falla vs Temperatura. Esta gráfica se refiere como tolerancia de fractura (FTS). El FTS provee una indicación del Margen de Seguridad en términos de Limitación de Tamaño de la Falla. Además, el FTS se puede usar para seleccionar un limite de exposición termal más baja establecido para un tamaño de la falla que no puede ser detectado con suficiente confiabilidad utilizando una técnica NDE disponible. El FTS se puede utilizar para desarrollar un diagrama modificado MAT, dentro del cual los limites de exposición pueden ser sobre impuestos. Una presunción en la evaluación es que la Torre ha sido fabricada correctamente de acuerdo con los estándares al momento de la construcción. Esto requiere que las especificaciones del material del contenedor y las historias sean conocidas y documentadas. Existen fundamentos para establecer

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presunciones razonables acerca de las propiedades de dureza del material, niveles de esfuerzo y probabilidad de fallas inducidas de servicio o de fabricación.

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Figura 3.1 E Esquema de un Desmetanizador

Perfil de Temperatura a lo largo de la longitud de la Torre Material: ASTM 516 Grado 70 (KCS) YS Mínimo @ 70°F: 447MPa (64.784 psi) Presión: 3.72 MPa-g (540 psig) Dureza: 33/32J @- 46°C (24.3/23.6 pies-lb @ -50°F) PWHT: Sí Eficiencia de la soldadura: 1.0

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Procedimiento de Evaluación La parte de análisis de fractura de la evaluación se basa en la metodología presentada en la Sección 9. Con el fin de desarrollar este análisis, se asume un tamaño de la falla y se debe conocer la dureza del material y el esfuerzo aplicado. La evaluación de fractura está limitada a la sección de acero carbón más bajo de la torre ya que ésta es la única sección que experimenta una violación MAT (Ver Figura 3.1E). Tamaño de la Falla Asumido Una falla elíptica de ruptura de superficie hipotéticamente conservativa pero de importancia con un radio de 6:1 (2c:a) se asume para localizar en la parte interna del contenedor. La falla también se asume como paralelo a un cordón de soldadura longitudinal. De igual forma se debe tener en cuenta otras fallas representativas en otras partes del contenedor. Sin embargo, como se verá posteriormente, la naturaleza relativa de los resultados expresada por el FTS, no está afectada significativamente por tales variaciones, aunque la temperatura mínima de exposición será afectada. Esfuerzo Aplicado Con el fin de utilizar los procedimientos de evaluación de la Sección 9, se debe computar y categorizar el esfuerzo aplicado en la ubicación de la falla. Con base en la secuencia de operación de la torre, se utilizan cuatro fuentes de carga para describir el esfuerzo aplicado; el anillo de esfuerzo de la presión interna, el esfuerzo residual en soldaduras, los efectos de esfuerzo local de las boquillas y accesorios y los esfuerzos transitorios térmicos durante la alteración. Adicionalmente, se debe tener en cuenta cargas ocasionales tales como viento o terremotos. Estas cargas se ignoran en este ejemplo. Anillo de Esfuerzo de Presión Interna - El esfuerzo de presión se calcula utilizando las ecuaciones del código de diseño. Este esfuerzo se categoriza como una membrana de esfuerzo primaria (Ver Apéndice A). Esfuerzo Residual en Soldaduras - El esfuerzo residual se puede establecer si se ha desarrollado un tratamiento de calor postsoldadura (Ver Apéndice E). Debido a que la torre fue sujeta a PWHT, el esfuerzo residual se toma como un 15% de la temperatura del espacio de soldadura del metal del límite de elasticidad. Este esfuerzo se clasifica como un esfuerzo de flexión secundario. Efectos de Esfuerzo Local de Boquillas y Accesorios - En este estudio de selección, no fue desarrollado un análisis detallado de esfuerzos locales de boquillas y accesorios. Para contabilizar un nivel de concentración de esfuerzo de estos lugares, se utiliza un factor de concentración de esfuerzo. En este ejemplo, un factor de concentración de esfuerzo 1.3 se aplica para todas las membranas primarias y los esfuerzos de presión. Esfuerzo Termal Transitorio - Estos esfuerzos se pueden evaluar utilizando soluciones de forma cerrada o un análisis de elemento limitado. En este ejemplo un modelo de temperatura de exposición consistente en un "frente frío" de líquido se asume para mover la torre hacia abajo. La temperatura del líquido en el frente frío se define por el proceso de la condición de alteración. La pared del contenedor se enfría subsecuentemente de su preexposición a la temperatura de estado permanente para la temperatura del líquido frío. La transferencia de calor conectiva del fluido frío al recubrimiento del contenedor se asume de inmediato y la pérdida de calor to the atmosphere is neglected. El esfuerzo vs. el tiempo histórico en un punto de la pared del contenedor se computa utilizando un análisis del elemento limitado como se muestra en la Figura 3.2E.

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Figura 3.2E Esfuerzo Térmico Transitorio Computado a partir de un Análisis de Esfuerzo por Elemento Finito

Los resultados del análisis por elemento finito confirman que la magnitud del esfuerzo transitorio máximo puede ser evaluada a partir de la siguiente ecuación: EαΔΤ σ=

3.25 1.5 +

-16 - 0.5 exp

ß

(1-v) ß

Donde, hL ß= k con, E h k L ΔΤ Α

V σ

= Módulo de elasticidad, MPa. = Coeficiente de película, W/m 2 -°C. = Conductividad térmica del material del recubrimiento, W/m- °C, = Grosor de la pared del recubrimiento, m. = Diferencia de temperatura; la diferencia entre la temperatura de la pared en estado estable antes de la movimiento y la temperatura del fluido que causa la movimiento, °C. = Coeficiente de expansión térmica, 1/°C. = Proporción de Poisson = Esfuerzo térmico, MPa.

Con base en los resultados del análisis por elementos finitos, el esfuerzo máximo es un esfuerzo de pandeo con tensión en la superficie interna. El esfuerzo transitorio resultante se considera como esfuerzo primario y para mayor conservatismo en este ejemplo, está categorizado en membrana igual y componentes del pandeo.

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En este ejemplo, un esfuerzo térmico de 20MPa (2900 psi) se computa con base en una temperatura del líquido de –72°C (-98°F) y una temperatura de recubrimiento de –35°C (-31°F).

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En la tabla 3.1 E aparece un resumen de los esfuerzos aplicados.

Tabla 3.1 E Resumen de Esfuerzos Aplicados Magnitud y Clasificación de Esfuerzos Aplicados Fuente del Esfuerzo Esfuerzo de la presión interna Esfuerzo residual en las soldaduras Efectos del Esfuerzo Local de las Boquillas y los Accesorios Esfuerzos térmicos transitorios

Magnitud del Esfuerzo 153 MPa (22.190 PSI)

Clasificación del Esfuerzo Pm = 153 MPa

67 MPa (9720 psi) Qn = 67 MPa Se utiliza un factor de Se utiliza un factor de concentración de 1.3 en el concentración de 1.3 en el análisis análisis 20 MPa (2900 psi) 20 MPa Pm = =10 MPa 2 20 MPa Pb =

=10 MPa 2 Resultados del Esfuerzo Aplicado para ser Utilizados en la Evaluación de la Fractura Categoría del Esfuerzo Resultado del Esfuerzo Final Esfuerzo de la Membrana Primaria Pm= (153 MPa +10 MPa)(1,3) = 212 MPa (30.730 psi) Resistencia a la Fractura del Material Los datos de la resistencia a la fractura normalmente no están disponibles para el equipo de proceso; por lo tanto es necesario adoptar un aproximación de cohesión más baja para describir la variación de resistencia con la temperatura. La cohesión inferior más usada es la curva K IR de la figura F.3 en el apéndice F. Esta figura aparece en la figura 3.3 E. Para usarla es necesario calcular una temperatura de referencia para ubicar el eje de temperatura en una escala absoluta. La temperatura de referencia generalmente se toma como Temperatura de Ductilidad Nil (NDT). En este ejemplo, se selecciona con NDT la temperatura en la cual se obtiene una energía Charpy V de 40 julios. Se debe observar que el apéndice F recomienda el valor menos conservador de 20 julios (15 pies-lb). El uso de este valor desviaría hacia arriba la curva FTS que se muestra en la figura 3.4E. Cuando no está disponible una temperatura de impacto correspondiente a 40 julios, se extrapolan los valores reales para dar una temperatura efectiva de prueba de 40 julios utilizando la relación: 1.5 J/°c (O.6 pies-lb/°F). Para esta evaluación el valor Charpy promedio más bajo fue utilizado para determinar el NDT en oposición al mínimo más bajo. El uso de los valores reales se ilustra en la figura 3.3E.

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Figura 3.3E Evaluación de la dureza utilizando la Curva KIR

Notas: 1. Datos Charpy reales: 38/32 julios a –46°C (24.3/23.6 pies- lb @ -50 °F) 2. Temperatura equivalente a 40 julios: -46 °C + (40°C – 33°C)/ 1.5 = 41°C; por lo tanto, NDT (0°C) en esta figura, indexa a –41°C. Propiedades de Material Las propiedades de materiales reales obtenidas a partir de los registros del equipo deben ser utilizadas para el esfuerzo máximo y la energía de impacto Charpy. Se pueden determinar otras propiedades utilizando el Apéndice F. Se puede adoptar una corrección para aumentar el valor de resistencia máxima a baja temperatura. Aunque fue utilizado en el ejemplo, su efecto es primordialmente un límite de pandeo plástico mayor, lo cual no es factor de limitación típico para la fractura por fragilidad a baja temperatura. Indicación de Tolerancia a la Fractura (FTS) El esfuerzo aplicado, las propiedades de material y el parámetro de resistencia a la fractura definidos anteriormente son para crear un gráfico de tamaño de falla limitante versus temperatura como se ilustra en la figura 3.4E. La profundidad crítica de la falla está en la dimensión total del grosor y se expresa como un porcentaje del grosor de pared con una proporción de 6:1 mantenida. El factor absoluto de seguridad en el tamaño crítico de la falla no se determina, pero está en función de las hipótesis hechas con respecto a la dureza de baja cohesión, al esfuerzo, al multiplicador de esfuerzo y a la temperatura NDT.

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Figura 3.4E Indicación de Tolerancia a la Fractura

La influencia de la operación transitoria sobre el tamaño de la falla limitante se muestra en la figura 3.4E. El segmento de línea A-B representa una operación continua y define la falla limitante para enfriamiento gradual a –36°C (-33°F) donde la falla limitante es el 25% del grosor de la pared. La exposición a líquido frío a –72°C (98°F), comienza en B y da como resultado una disminución casi instantánea del tamaño de la falla limitante a 21% del grosor de la pared en C. Esto ocurre como resultado del esfuerzo térmico aplicado. El efecto inicial de esfuerzo térmico transitorio disminuye a medida que el recubrimiento se enfría lo cual produce una disminución en la diferencia de temperatura entre el recubrimiento y el líquido frío. Durante este periodo la dureza del material se reduce, pero también se disminuye el esfuerzo térmico, con lo que la falla limitante se reduce al 17% del grosor de la pared en el punto D. En este punto la temperatura del metal alcanza un equilibrio con el líquido frío y del punto D al E continua un enfriamiento estable. El tamaño de la falla limitante es del 12% del grosor de la pared en el punto E donde se logra la temperatura mínima. La forma de la curva FTS en la figura 3.4E sigue la de la curva KIR, y sólo es modificada por el efecto térmico transitorio. Hipótesis más o menos conservadoras sobre el esfuerzo y el tamaño de la falla disminuirán o aumentarán la curva verticalmente. El asumir una NDT menor moverá la curva horizontalmente hacia la izquierda. Por ejemplo, utilizando la curva Kic en lugar de la curva KIR al evaluar la dureza, desviaría la curva en la figura 3.4E hacia arriba dando una mayor profundidad de agrietamiento permitida. Por esta razón la curva proporciona una introspección útil hacia la resistencia a fractura por fragilidad durante una operación.

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Lo llano de la curva entre los puntos C y E hace las predicciones de temperatura limitante altamente sensibles al tamaño mínimo de la falla. Esto a su vez está altamente influenciado por tipo y extensión de la inspección y los factores tales como la probabilidad de detección (POD) de fallas. Aunque todavía es necesario aclarar los asuntos POD, la aplicación de NDE detallada a un contenedor debe hacer posible presumir un tamaño de falla mínimo con suficiente confianza para utilizar el FTS en especificación de una temperatura mínima de movimiento. Con base en la curva POD que aparece en la figura 3.5 E, una profundidad de falla de 4.5 mm (0.177 in) debe ser detectable utilizando una técnica de examen magnético de partículas (MT) con un nivel de confianza mayor del 90%. Para la proporción de aspecto 6:1 asumida en el desarrollo de FTS, esto es equivalente a una grieta de 27 mm de longitud.

Figura 3.5E Comparación de los Métodos de Inspección- Probabilidad de Curvas de Detección

Resumen de Resultados La evaluación de un movimiento térmico potencial para la torre desmetanizadora ilustrada en la figura 3.1E, se resume en la figura 3.6E. Los esfuerzos y otros factores asumidos al realizar la evaluación aparecen en la tabla 3.1E. Un aspecto importante de los datos requeridos es un cálculo realista de la temperatura crítica de exposición. Esta es la temperatura real del metal, o la temperatura de metal más probable asumida mediante programas de simulación de proceso durante una inspección. La temperatura que aparece en el ejemplo ilustra que no ocurrirá una violación de la MAT en la sección NI 3.5% encima de la bandeja 33. Así que la evaluación sólo debe considerar la sección inferior de acero carbón. La temperatura de movimiento graficada en la figura 3.6E define dos casos que deben ser considerados. Caso 1- La temperatura más baja en la sección de acero carbón está en la bandeja 32 con temperatura de pre- movimiento de –35°C y un delta de –37°C a –72°C. Caso 2- El delta más alto de –49°C ocurre de una temperatura de estado estacionario de –12°C en la bandeja 24 para dar una temperatura de movimiento de –61°C.

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Figura 3.6E MAT del desmetanizador versus ubicación

Para ilustrar la influencia de la inspección en los resultados, se asume que la torre ha sido inspeccionada visualmente en su interior al 100%. Además se asume que todos los cordones internos de soldadura son inspeccionados por métodos de partículas magnéticas fluorescentes, y sondas ultrasónicas de ángulo, desde una soldadura bimetálica hasta una soldadura circunferencial entre las bandejas 24 y 25. Más adelante se asume que cualquier indicio de falla sería retirado con esmerilado leve. Como parte de tal evaluación sería razonable realizar una prueba hidrostática al 150% de la presión de diseño. Estas presunciones permiten que la sección de acero carbón sea evaluada mediante dos aproximaciones: •

•

La región inspeccionada visualmente puede ser evaluada utilizando los principios básicos MAT de acuerdo con la “aproximación de cumplimiento de código”, La región inspeccionada MT/UT puede ser evaluada utilizando la aproximación más sofisticada FTS.

En la figura 3.7E se muestra la aproximación MAT para dos tamaños de falla constantes. Uno es el 22% del grosor de pared, y fue seleccionada para pasar las condiciones de diseño originales. Para aclarar, se ignora el efecto de esfuerzo transitorio en la figura 3.7E. La curva del 22% ilustra que la temperatura de movimiento en la bandeja 24 de –61 °C está dentro de la zona MAT aceptable, y dado que los esfuerzos transitorios pueden ser acomodados dentro del margen de movimiento, la MAT puede ser colocada a –66°C con base en la presión de operación en vez de la presión de diseño. Esta revisión se hace evaluando el tamaño crítico de falla durante el movimiento, utilizando una FTS para la bandeja 24, y asegurándose que siempre esté por encima de 22%. La revisión ser realiza utilizando la temperatura de la bandeja 24 y las condiciones de

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movimiento, aplicando la presión de operación en vez de la del diseño. La revisión confirma que en este caso –66°C es un límite de movimiento aceptable por debajo de la bandeja 24.

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Figura 3.7E Relación Temperatura Presión para el Tamaño de Defecto Constante- Sección de acero carbón

El segundo rasgo evidente de la curva del 22% es que todavía existe una violación en la bandeja 32. Sin embargo, la bandeja 32 está ubicada en la sección de la torre que fue sometida a la inspección MT/UT. Así que puede ser evaluada con base en una tamaño de falla más pequeño. El 16% de la curva de grosor de la pared en la figura 3.7E representa este criterio tal como se propuso anteriormente. Es claro que la temperatura de movimiento de –72°C está acomodada aún en la presión de diseño. La curva FTS en la figura 3.4E indica que una falla limitante de 4.5 mm es crítica por debajo de –80°C cuando se analizó con presión total de diseño. En la práctica, no es probable que la contingencia viole las condiciones de diseño, así que existe un conservatismo inherente sobre el caso de operación más realista. Una FTS para el caso de operación da como resultado –111°C como temperatura limitante. Para que sea útil para el personal de operación y para compararla con la temperatura de movimiento, es útil expresar el resultado en forma de un límite de movimiento para la torre, como aparece en la figura 3 .6E. Esto permite una comparación directa de los límites de operación normal, de temperatura de movimiento, y de MAT. La distinción entre los límites MAT y de movimiento se hace para diferenciar entre los aspectos de “cumplimiento del código” y de no cumplimiento de la evaluación. El propósito del análisis es establecer límites de movimiento razonables y cuantificar el riesgo asociado con movimientos por debajo de MAT. Esto no quiere decir que la operación normal se debe realizar a temperaturas por debajo de la MAT. Recomendaciones y conclusiones Para este tipo particular de evaluación Nivel 3, el equipo a evaluar debe satisfacer los siguientes criterios: • • •

Se ajusta a los requerimientos de fabricación y diseño de un código de construcción reconocido, Demuestra, por los valores medidos, dureza mínima de soldadura, HAZ y materiales de placas, y Se utiliza una técnica NDE apropiada para precluir la existencia de fallas con suficiente confianza con base en una evaluación de riesgo.

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Cuando se realiza una evaluación nivel 3, su aceptabilidad debe estar sujeta a criterios apropiados tales como los siguientes. 1. Donde no se realiza una inspección detallada adicional para una falla de ruptura superficial mediante una técnica NDE apropiada, los límites de movimiento no deben ser menores que la MAT utilizada en los procedimientos de evaluación de esta sección. 2. Donde se realiza MT o un equivalente alrededor de boquillas y accesorios, la MAT puede basarse en una falla de ¼- t o 6 mm (0.25in) de profundidad, con una rata de aspecto 6:1. 3. Donde se utiliza una técnica NDE apropiada para precluir la existencia de fallas con suficiente confianza, el límite de movimiento puede basarse en una aproximación FTS (Indicación de Tolerancia a la Fractura). 4. La evaluación sólo es válida si las condiciones de servicio en el contenedor no sufren cambios esenciales o son menos severas que las experimentadas en el pasado. 5. Se debe evitar la mala operación en términos de técnicas de control que lleven a ciclos frecuentes o fallas en el proceso, limitando el número de excursiones permitidas durante la vida del contenedor. 6. Se recomienda la prueba hidrostática a una temperatura y nivel donde la dureza del material esté por encima del mínimo. Este es un ejemplo de una Evaluación Nivel 3. No es un “prototipo” para todas la evaluaciones nivel 3, ya que existen muchas aproximaciones diferentes que se pueden utilizar con éxito en este nivel.

SECCIÓN 4- Evaluación de Pérdida General de Metal (enero, 2000)

4.1

Generalidades

4.1.1

En esta sección se proporcionan los procedimientos de evaluación de Competencia para el Servicio de componentes presurizados sometidos a pérdida general de metal como resultado de la corrosión/erosión. Los procedimientos pueden ser utilizados para calificar un componente como apto para servicio continuo o para recalibración. En la figura 4.1 aparece un flujograma para el procedimiento de evaluación de la pérdida general de metal.

4.1.2

Los procedimientos de esta sección están basados en una aproximación de prorrateo del grosor que ofrece un resultado adecuado cuando se aplica a la pérdida uniforme de metal. Si se encuentran áreas locales de pérdida de metal en el componente, el prorrateo de grosor puede producir resultados conservadores. Para estos casos, se pueden utilizar los procedimientos de evaluación de la sección 5, que requiere del uso de perfiles de grosor detallados para reducir lo conservador del análisis. No se puede realizar la distinción entre pérdida local de metal y pérdida uniforme sin saber las características del perfil de pérdida de metal. Por lo tanto las normas en esta sección se han estructurado para ofrecer resultados consistentes con la sección 5. Además se han incorporado guías basadas en las características del perfil de grosor para remitir al usuario a la sección 5 cuando sea conveniente. De este modo, para la mayoría de evaluaciones, se recomienda realizar primero una evaluación utilizando la sección 4.

4.2

Aplicabilidad y Limitaciones del Procedimiento

4.2.1

Los procedimientos en esta sección pueden ser empleados para evaluar todas las formas de pérdida general de metal (uniforme o local) que excedan o se suponga que excederán la provisión de corrosión antes de la siguiente inspección programada. La pérdida general de metal puede ocurrir dentro o fuera del componente. Se proporcionan procedimientos de evaluación basados en perfiles de grosor y lecturas de grosor puntuales. Los procedimiento a ser utilizado en una evaluación depende del tipo de datos sobre el grosor disponibles (ver párrafo 4.3.3), de las características de la pérdida de metal, del grosor mínimo de pared requerido y del grado de conservatismo aceptable para la evaluación. La metodología mostrada en la figura 4.2 puede ser utilizada para determinar el procedimiento de evaluación más adecuado.

4.2.2

Se proporcionan métodos de cálculo para recalibrar el componente si los criterios de aceptación de esta sección no son satisfactorios. Para componentes presurizados (contenedores y tubería), estos métodos se pueden utilizar para encontrar una presión de trabajo máxima permisible (MAWP) o la temperatura coincidente. Para los componentes de tanques, los métodos de cálculo pueden ser utilizados para determinar una altura máxima de llenado reducida (MFH)

4.2.3

Más adelante se tratan los detalles específicos pertinentes a la aplicabilidad y limitaciones de cada procedimiento de evaluación.

4.2.3.1 Los procedimientos de evaluación nivel 1 o 2 en esta sección se aplican sólo si se cumplen todas las condiciones siguientes: a.

Los criterios de diseño originales estuvieron de acuerdo con un código o estándar reconocido (ver sección 1, párrafos 1.2.2 o 1.2.3)

b. El componente no está funcionando en el nivel de plastodeformación; la temperatura de diseño es menor o igual al valor en la tabla 4.1. Se debe consultar al Ingeniero de Materiales respecto al

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límite de temperatura para el nivel de plastodeformación para aquellos materiales que no están relacionados en esta tabla. c.

La región de pérdida de metal tiene contornos relativamente suaves sin hendiduras (ej. Concentraciones locales de esfuerzo)

d. El componente no está en servicio cíclico. Si el componente está sometido a menos de 150 ciclos en toda su historia anterior o futura planeada, o satisface el procedimiento de monitoreo de servicio cíclico del apéndice B, párrafo B.5.4 entonces el componente no está en servicio cíclico. e.

El componente en evaluación no tiene fallas en forma de grietas. Si hay presencia de este tipo de fallas, se deben utilizar los procedimientos de evaluación de la sección 9.

f.

El componente en evaluación tiene una ecuación de diseño que relaciona específicamente presión y otras cargas con el grosor de pared requerido. Algunos ejemplos incluyen: • • • • •

Secciones de recubrimiento cónicas y cilíndricas del contenedor presurizado. Contenedores presurizados y tanques de almacenamiento esféricos Cabezas formadas esféricas, elípticas y torisféricas Secciones rectas de sistemas de tubería Codos o dobleces de tubo que no tengan accesorios estructurales

g. El procedimiento de evaluación nivel 2 para componentes que no tienen una ecuación de diseño que relaciona directamente la presión y otras cargas con el grosor de pared requerido, está limitado a los siguientes componentes. • • • • • •

Boquillas del contenedor presurizado, boquillas del tanque y conexiones de derivación de la tubería. La zona de refuerzo de las transiciones cónicas Uniones de cilíndricas a planas Conexiones integrales de tubos Pestañas Sistemas de Tubería

h. Se satisfacen las siguientes limitaciones sobre las cargas aplicadas •

Evaluación de Nivel 1- Los componentes relacionados en el párrafo 4.2.3.1.f sometidos a presión interna o externa (ej. Cargas complementarias se consideran insignificantes) • Evaluación de Nivel 2- Los componentes relacionados en el párrafo 4.2.3.1.f y párrafo 4.2.3.1.g sometidos a presión interna o externa y cargas complementarias (ver apéndice A, párrafo A.2.6.) i.

Una falla categorizada como ranura de acuerdo con la sección 5, párrafo 5..2.1.1 tiene un radio que satisface los requerimientos de la sección 5, párrafos 5.4.2.2.e.1 y 5.4.2.2.e.2.

4.2.3.2 Se puede realizar una Evaluación de Nivel 3 cuando los procedimientos de nivel 1 y 2 no son aplicables o cuando estos niveles de evaluación producen resultados conservadores (ej. No permitirían la operación en las condiciones actuales de diseño) Algunos ejemplos incluyen los siguientes: a.

Geometrías asociadas con discontinuidades estructurales mayores no cubiertas en la evaluación 1 o 2 tales como: •

Discontinuidades estructurales mayores sobre los recubrimientos tales como las uniones recubrimiento a cabeza, anillos, accesorios estructurales, y sitios de apoyo.

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•

El curso de recubrimiento inferior de un tanque cerca de la unión inferior de recubrimiento a placa con o sin una base de soporte significativa (ver API 653). b. Los componentes sometidos a cargas complementarias no cubiertas en los procedimientos de evaluación Nivel 1 o 2. c.

Los componentes con un diseño basado en pruebas (ej. Las tes de tubería o reductores producidos de acuerdo con ASME B16.9)

d. Los componentes operando a nivel de plastodeformación; la evaluación debe considerar los efectos del daño por plastodeformación en los cálculos de Competencia para el Servicio que se utilizan para calificar el componente para operación continua. (ver sección 10) e.

Los componentes en servicio cíclico o los componentes donde ser realizó un análisis de fatiga como parte de los cálculos originales de diseño; la evaluación debe considerar los efectos de la fatiga en los cálculos de Competencia para el Servicio utilizados para calificar el componente para operación continua.

4.3


4.3.1

Datos del Diseño Original del Equipo En la sección 2, párrafo 2.3.1 se proporciona una vista general de los datos del equipo requeridos para una evaluación.

4.3.2

Historia de Operación y de Mantenimiento En la sección 2, párrafo 2.3.2 se proporciona una vista general de la historia de Operación y de Mantenimiento requerida para una evaluación.

4.3.3

Datos/Medidas Requeridos para una Evaluación FFS

4.3.3.1 La lecturas del grosor son requeridas en el componente donde ha ocurrido la pérdida de metal para evaluar la pérdida general de metal. En la figura 4.2 se muestra una vista general de las opciones de evaluación nivel 1 y 2, y se describen en el párrafo 4.4. a.

Se presentan dos opciones para obtener datos respecto al grosor: (1) lecturas de grosor puntuales individuales y (2) perfiles de grosor. Las lecturas individuales pueden ser utilizadas para caracterizar la pérdida de metal de un componente como general si no existen diferencias significativas entre los valores obtenidos en los sitios de monitoreo de inspección. Si hay una variación significativa en las lecturas del grosor, la pérdida de metal puede ser localizada, y se deben utilizar los perfiles de grosor para caracterizar el grosor remanente y el tamaño de la región con pérdida de metal.

b. Las cantidades de grosor utilizadas en esta sección para la evaluación de la pérdida general de metal son el grosor medido promedio y el grosor mínimo medido. Si las lecturas indican que la pérdida de metal es general, los procedimientos en esta sección ofrecerán una evaluación adecuada. Sin embargo, si la pérdida de metal es localizada y no se obtienen perfiles de grosor, los procedimientos de evaluación de esta sección pueden arrojar resultados conservadores, y se pueden emplear los procedimientos de la sección5. 4.3.3.2 Si se utilizan lecturas de grosor puntuales en la evaluación, se debe confirmar la hipótesis de pérdida general de metal. a.

Pueden ser necesaria una inspección adicional con métodos NDE tales como examen visual, radiografía o cualquier otro.

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b. Se recomienda un mínimo de 15 lecturas de grosor a menos que el nivel de NDE utilizado pueda ser utilizado para confirmar que la pérdida de metal es general. En algunos casos se puede requerir de lecturas adicionales dependiendo del tamaño del componente, de los detalles de construcción, y de la naturaleza del ambiente que genera la pérdida de metal. En la tabla 4.2 aparece una hoja de datos para registrar las lecturas de grosor. c.

Si el coeficiente de Variación (COV) de las lecturas de grosor menos la Provisión de Corrosión Futura (FCA) es mayor del 10%, entonces se debe considerar el uso de perfiles de grosor para la evaluación (ver párrafo 4.3.3.3). El COV se define como la desviación estándar dividida por el promedio. En la tabla 4.3 se proporciona una plantilla que puede ser utilizada para calcular el COV.

4.3.3.3 Si se utilizan perfiles de grosor en la evaluación, se puede usar el siguiente procedimiento para determinar los sitios de inspección requeridos y los Perfiles Críticos de Grosor (CTP). a.

Paso 1- Localice la región de pérdida de metal en el componente y determine la orientación y la longitud del plano de inspección. 1- Paso 1.1- Para determinar el plano o planos de inspección, se debe considerar lo siguiente para las lecturas de grosor : a) Cabezales y Esferas de Contenedores Presurizados- Se debe establecer como plano de inspección la dirección meridional y la circunferencial (Ver figura 4.3) b) Recubrimientos Cilíndricos, Recubrimientos Cónicos y Codos- Los planos críticos de inspección son los meridionales (longitudinales) si predomina el esfuerzo circunferencial debido a la presión, y circunferencial si predomina el esfuerzo longitudinal debido a la presión y a cargas complementarias (ver figura 4.4) c) Tanques de Almacenamiento Atmosférico- Los planos críticos de inspección están en la dirección meridional (longitudinal) (ver figura 4.5.) d) Tanques de Almacenamiento de Baja Presión- Los planos críticos de inspección se asignan con base en la geometría del componente (ver subpárrafos a y b) e) Si el plano crítico de inspección para un componente no se conocen en el momento de realizar la inspección, se deben utilizar mínimo dos planos en ángulo recto entre sí para registrar las lecturas de grosor. 2- Paso 1.2- Marque cada plano de inspección en el componente; la longitud del plano de inspección para la región corroída/ erosionada, debe ser suficiente para caracterizar la pérdida de metal.

b. Paso 2- para determinar el grosor mínimo requerido t min (ver apéndice A, párrafo A.2) para el componente que presente la pérdida de metal. c.

Paso 3- mida y registre las lecturas de grosor de pared a intervalos a lo largo de cada plano de inspección y determine el grosor de pared mínimo medido, t mm . La distancia de espaciamiento para las lecturas debe ser establecida de tal manera que se pueda determinar una caracterización precisa del perfil de grosor. 1. Si la superficie corroída no es asequible para inspección visual, entonces la distancia de espaciamento requerida para las lecturas de grosor a lo largo de cada plano de inspección se obtiene con la siguiente ecuación; sin embargo, ser recomienda un mínimo de cinco lecturas para cada plano de inspección.

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Ls = min 0.36 √ Dtmin, 2tnom

4- 5

(4.1)

Donde , Ls = Espaciamiento de Perfil de Grosor Recomendado (mm:in) D = Diámetro interno del recubrimiento (mm:in) tnom = Grosor nominal del componente , y tmin = Grosor Mínimo Requerido 2. El espaciamiento recomendado para las lecturas de grosor se puede modificar con base en el tamaño real y la extensión de la región con pérdida de metal. Si se utilizan inspección visual o métodos NDE para cuantificar la pérdida de metal, es posible usar un espaciamiento alterno siempre que se pueda caracterizar adecuadamente la pérdida de metal en el componente. Por ejemplo, si se determina que la región de pérdida de metal es uniforme basados en una inspección visual, el espaciamiento utilizado para tomar las lecturas de grosor se puede aumentar sin reducir la exactitud de la evaluación FFS. 3. En la tabla 4.2 aparece una hojas de datos para registrar las lecturas de grosor. Si se utilizan más de cuatro planos de inspección, es posible emplear copias adicionales de esta hoja para registrar los datos del perfil de grosor. d. Paso 4- Determine el Perfil de grosor crítico(CPT) en las direcciones meridional y circunferencial. El CPT en cada dirección se determina proyectando el grosor mínimo remanente para cada posición a lo largo de todos los planos de inspección tal como aparece en la figura 4.6. La longitud del perfil se establece determinando los sitios extremos donde el grosor remanente de pared es mayor de t min en la direcciones meridional y circunferencial. Observe que el grosor de pared remanente dentro de los límites del CTP puede exceder t min 1. El CTP en la dirección meridional o longitudinal se obtiene proyectando el grosor mínimo en a lo largo de los planos de inspección M1- M5 en un plano común. La longitud de la pérdida de metal en la dirección longitudinal, denotada como s, se determina utilizando el CTP y tmin como se aprecia en la figura 4.6. 2. El CTP en la dirección circunferencial se obtiene proyectando el grosor mínimo en a lo largo de los planos de inspección C1- C5 en un plano común. La longitud de la pérdida de metal en la dirección circunferencial, denotada como c, se determina utilizando el CTP y t min como se aprecia en la figura 4.6. 3. Si existen múltiples fallas muy cerca una de otra, entonces el tamaño de la falla que se debe utilizar en la evaluación se establece considerando los efectos de las fallas vecinas y empleando la metodología que aparece en la figura 4.7. El CTP final para la falla, o red de fallas, se puede establecer como aparece en la figura 4.8. De esta manera se debe evaluar el perfil de grosor para los planos circunferenciales y longitudinales. 4. Para regiones grandes de pérdida de metal, puede ser demasiado conservador proyectar los grosores mínimos en un solo plano para determinar el CTP. Para estos casos se puede utilizar más de un CTP en las direcciones longitudinal o circunferencial. El número de CTP que se deben usar en una evaluación para lograr un resultado óptimo depende de la uniformidad de la pérdida de metal. Se puede realizar un análisis de sensibilidad (ver

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4- 6

sección 2, párrafo 2.4.3.1) para evaluar los beneficios usar múltiples CTP en la valoración de direcciones circunferenciales o longitudinales. 4.3.3.4 Si la región de pérdida de metal está cerca de o en una discontinuidad estructural mayor, el grosor remanente se puede establecer utilizando el procedimiento en los párrafos 4.3.3.2 o 4.3.3.3. Sin embargo, se deben tomar lecturas de grosor adicionales para incluir suficientes puntos de información en la región cercana a la discontinuidad. Esto involucra tomar lecturas de grosor adecuadas dentro de las zonas definidas como sigue para los componentes que se relacionan a continuación: • • • •

Boquillas o conexiones (ver la figura 4.9 para la zona de grosor L v, Lno y Lni ) Transición de recubrimiento cónico (ver figura 4.10 para la zona de grosor , L v) Discontinuidades asimétricas (ver figura 4.11 para la zona de grosor, L v ) Conexiones de Pestaña (ver figura 4.12 para la zona de grosor L vh y Lvt)

4.3.3.5 Se requieren lecturas de grosor adicionales si se observan discrepancias en las medidas de grosor reportadas. Por ejemplo si la última lectura de grosor es mayor que la lectura en el momento de la última inspección, pueden ser necesarias lecturas adicionales para resolver las diferencias en los datos.

4.3.4

Recomendaciones para la Técnica de Inspección y los Requerimientos de Tamaño

4.3.4.1 Las lecturas de grosor requeridas para determinar la pérdida de metal en un componente generalmente se hacen utilizando un examen de grosor ultrasónico de rayo directo (UT). Este método puede brindar gran exactitud y puede ser utilizado para las lecturas de grosor puntuales y en la obtención de perfiles de grosor. Las limitaciones del UT están asociadas con superficies y accesos irregulares. Algunos ejemplos incluyen medir el grosor en una soldadura o el grosor de un recubrimiento por debajo de un cojinete de refuerzo desde fuera de un contenedor . 4.3.4.2 La obtención de lecturas de grosor exactas utilizando UT depende en gran medida de la condición de la superficie en el componente. Las técnicas de preparación de la superficie varían dependiendo de su condición, pero en muchos casos la limpieza con una grata es suficiente. Sin embargo, si la superficie tiene escamas o está picada, puede ser necesario pulirla. Se requiere una compensación de temperatura y couplants UT especiales si se obtienen lecturas de grosor en componentes con alta temperatura. 4.3.4.3 Todas las lecturas de grosor UT deben ser hechas después de la calibración apropiada del grosor de la pared y de los promedios de temperatura del componente. Podría ser preferible obtener lecturas con sondas de menos de 12.7 mm de diámetro para mayor seguridad de que no hay presencia de corrosión localizada. 4.3.4.4 El examen radiográfico (RT) también puede ser empleado para determinar la pérdida de metal; sin embargo, sólo se pueden obtener datos de grosor precisos moviendo el componente o moviendo la fuente alrededor del componente para obtener varias vistas. Este tipo de manipulación generalmente no es posible para muchos componentes presurizados. Sin embargo, el examen RT puede ser utilizado con efectividad para calificar la existencia, extensión y profundidad de una región con pérdida de metal, y ha sido utilizado en conjunción con UT para determinar si la pérdida de metal en un componente es general o local.

4.4


4.4.1

Generalidades

4.4.1.1 Si la pérdida de metal es menor que la provisión de corrosión/erosión especificada y hay un grosor adecuado disponible para la provisión futura de corrosión, sólo se requiere registrar los datos; de otra manera, es necesaria una evaluación.

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4.4.1.2 En la figura 4.1 aparece una vista general de los niveles de evaluación. Las evaluaciones de nivel 1 están limitadas a componentes que tengan una ecuación de diseño que relacione específicamente presión y otras cargas con el grosor de pared requerido. Las evaluaciones de nivel 2 pueden ser utilizadas para valorar componentes que no satisfagan los criterios de nivel 1, y también se pueden emplear para evaluar componentes que no tengan una ecuación de diseño que relacione específicamente la presión con un grosor de pared requerido. Por ejemplo, las normas de diseño para el refuerzo de boquillas en el Código ASME, sección VIII, División 1 se proporcionan en términos de áreas de refuerzo que dan como resultado una interdependencia entre el grosor requerido del recubrimiento y el de la boquilla. Las evaluaciones nivel 3 pueden ser utilizadas para componentes que estén cubiertos o no pasen una evaluación nivel 1 o nivel 2. Las técnicas de análisis de esfuerzo detalladas, normalmente se emplean en una evaluación nivel 3 (ver apéndice B) 4.4.1.3 Si las lecturas de grosor indican que la pérdida de metal es localizada y se obtienen perfiles de grosor, todavía se pueden utilizar los procedimientos de evaluación de esta sección. Sin embargo, los resultados pueden ser conservadores, y se brinda la opción para realizar el análisis utilizando el procedimiento de la sección 5. 4.4.1.4 Las evaluaciones FFS para los componentes relacionados más adelante requieren de consideraciones especiales debido a las complejidades asociadas con los requerimientos de diseño del código de construcción original. En cada caso, un ingeniero experimentado en los requerimientos de diseño del código aplicable debe realizar la evaluación (ver sección 1, párrafo 1.4.3). Si la pérdida de metal se encuentra en un componente que no esté sometido a requerimientos especiales de diseño según el código de construcción original (ej. Requerimientos de diseño basados en el análisis del esfuerzo), entonces se pueden aplicar los procedimientos de evaluación de nivel 1 o nivel 2 . Si el daño por corrosión/erosión está en un componente sujeto a requerimientos de diseño especiales, se deben repetir los cálculos requeridos en el diseño original par calificar el componente considerando un grosor de pared reducido. a.

Contenedores Presurizados Diseñados según el Código ASME, Sección VIII, División 2- Se requiere una especificación de diseño de usuario que estipule los parámetros operacionales para los que fue diseñado originalmente el contenedor. Además, se pueden haber realizado cálculos de esfuerzo y transferencia de calor detallados y un análisis de fatiga para satisfacer las normas de diseño- por- análisis requeridas en este código.

b. Tanques de Almacenamiento de Baja Presión diseñados según API 620- Las normas de diseño para tanques de almacenamiento de baja presión contenidas dentro de API 620 requieren del conocimiento de mecánica de ingeniería en cuanto a que el grosor requerido de un componente del recubrimiento esté basado en la evaluación de diagramas de cuerpo libre, el desarrollo de ecuaciones de equilibrio y la consideración de un campo de esfuerzo biaxial para determinar un esfuerzo de diseño permisible. c.

4.4.2

Tubería Diseñada según ASME B31.3- La pérdida de metal en los sistemas de tubería puede ser evaluada por el inspector utilizando un procedimiento de nivel 1 si las cargas complementarias en el sistema son insignificantes (ver apéndice A, párrafo A.2.6.) Si estas cargas no son insignificantes, se requiere un análisis de esfuerzo de la tubería. Este análisis debe tener en cuenta la interdependencia del grosor debido a la relación entre el grosor del componente, la flexibilidad de la tubería y el esfuerzo resultante (ver párrafo 4.4.3.3)

Evaluación de Nivel 1

4.4.2.1 El siguiente procedimiento de evaluación puede ser utilizado para los componentes descritos en el párrafo 4.2.3.1.f sometidos a las cargas definidas en el párrafo 4.2.3.1.h. Si se encuentra que la falla es inaceptable, el procedimiento puede ser empleado para establecer una nueva MAWP o MFH. a.

Paso 1- Determine el grosor mínimo requerido , t min (Ver apéndice A, párrafo A.2)

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4- 8

b. Paso 2- Localice las regiones de pérdida de metal en el componente y determine el tipo de datos del grosor que será registrado: señales las lecturas de grosor de acuerdo con el párrafo 4.3.3.2 o los datos de perfil de grosor de acuerdo con el párrafo 4.3.3.3. Con base en esta información, prosiga al paso 3. Si se utilizan lecturas de grosor puntuales, determine el Coeficiente de Variación (COV) basado en las lecturas de grosor y la Provisión de Corrosión Futura (ver tabla 4.3). Si el COV es menor o igual a 10%, entonces vaya al paso 6 para completar la evaluación utilizando el grosor promedio T am . Si el COV es mayor del 10%, se debe considerar el uso de perfiles de grosor para la evaluación (ver párrafo 4.3.3.3), o se puede realizar una evaluación de nivel 3. c.

Paso 3- Determine la longitud para el prorrateo de grosor, L. 1. Paso 3.1- Calcule el promedio de grosor remanente, R t . tmm - FCA

R t =

(4.2)

tmin

Donde FCA = Provisión de Corrosión Futura (ver apéndice A, párrafo A.2.7) tmin

= Grosor mínimo requerido, y

tmm

= Grosor mínimo medido

2. Paso 3.2- Compute la longitud para prorratear el grosor, L: L= Q √ Dtmin Donde, tmin está definido en el punto anterior, y D = Diámetro interno del cilindro, cono, esfera o cabeza formada; para la sección central de una cabeza elíptica se utiliza un diámetro interior equivalente K cDc donde Dc es el diámetro interior de la pestaña recta de la cabeza y K c es un factor definido en el apéndice a, párrafo A.3.6; para la sección central de una cabeza torisférica se utiliza dos veces el radio de la corona de la sección esférica, y Q = Factor de la tabla 4.4 basado en un factor de resistencia remanente permisible (ver sección 2) y el promedio de grosor permanente, R t d. Paso 4- Establezca los Perfiles de Grosor Crítico (CTP) a partir de los datos de perfil de grosor (ver párrafo 4.3.3.3) y determine s y c, las dimensiones que definen la región de pérdida de metal en las direcciones longitudinal y circunferencial, respectivamente. Las dimensiones s y c se determinan por su respectivo CTP y t mi (ver párrafo 4.3.3.3.c y figura 4.6) e.

Paso 5- Con base en los parámetros L y s de los pasos 3 y 4, respectivamente, realice la evaluación FFS de la región de pérdida de metal utilizando uno de los siguientes métodos (ver figura 4.2) 1. Para (s< L) – Es aceptable la extensión meridional o longitudinal de la pérdida de metal si se satisfacen los criterios de tamaño de falla limitante de la sección 5, párrafo 5.4.2.2.d. Para recubrimientos esféricos, cabezas formadas y tanques de almacenamiento atmosféricos la

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4- 9

evaluación está completa. Para recubrimientos cilíndricos, recubrimientos cónicos y codos, se debe revisar la extensión circunferencial de la pérdida de metal utilizando la sección 5, párrafo 5.4.2.2.g para completar la evaluación. 2. Para (s>L) – Se puede utilizar uno de los siguientes métodos de evaluación: a) Una aproximación simple es llevar el promedio de grosor igual al grosor mínimo medido, o (t am = t mm) y proseguir al paso 6 (nivel 1 o 2, según convenga). Esta aproximación facilita la evaluación FFS; sin embargo, los resultados pueden ser conservadores si el promedio de grosor remanente es pequeño. b) Determine el grosor promedio y el grosor mínimo medio para los CTP meridional y circunferencial como se describe a continuación, luego prosiga con el paso 6 (nivel 1 o nivel 2 según aplique) para completar la evaluación. 1) Determine el grosor mínimo medido, t mm, considerando todos los puntos en los CTP longitudinal y circunferencial. 2) Compute el grosor mínimo medido del CTP en las direcciones meridional y circunferencial y designe estos valores como t sam y t cam, respectivamente. El grosor promedio se computa prorrateando numéricamente las lecturas de grosor sobre la longitud L. El centro o punto medio de la longitud para el prorrateo de grosor, L, debe estar ubicado en t mm. 3) Para los recubrimientos cilíndricos y cónico y los dobleces en los tubos, t am = tsam en una evaluación de nivel 1. En una evaluación nivel 2, t sam y tcam, se utilizan directamente en la evaluación para tener en cuenta las cargas complementarias. 4) Para las esferas y cabezas formadas, t am = min t sam , t cam en una evaluación nivel 1 o 2. c) La región de la pérdida de metal puede ser evaluada utilizando una evaluación de nivel 3, d) La región de pérdida de metal puede ser evaluada utilizando los procedimientos de evaluación de la sección 5. f.

Paso 6- La aceptabilidad para la operación continua puede ser establecida utilizando los siguientes criterios. 1. El grosor de pared medido promedio debe ajustarse a los siguientes criterios. La MAWP o la MFH calculada con base en el grosor (t am – FCA) (ver apéndice A) debe ser igual o mayor que la MAWP actual o el nivel máximo de fluido, respectivamente. tam – FCA > t min

(4.4)

2. El grosor de pared medido mínimo, t mm, debe satisfacer el siguiente criterio de grosor. Para contenedores presurizados y sistemas de tubería, tmm – FCA > max 0.5tmin, 25 mm (0.10 pulgadas)

(4.5)

y para tanques de almacenamiento atmosférico, tmm – FCA > max 0.6tmin, 25 mm (0.10 pulgadas)

(4.6)

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4.4.2.2 Si el componente no se ajusta a los requerimientos de evaluación Nivel 1, entonces se puede considerar: a.

Recalibrar, reparar, reemplazar o retirar el componente.

b. Ajustar la eficiencia de la unión soldada o el factor de calidad, E, realizando un examen adicional y repetir la evaluación (Nota: para elevar el valor de E de 0.7 a 0.85, o de 0.85 a 1.0, sería necesario analizar los cordones de soldadura o radiografiarlos al 100%, respectivamente, y los exámenes podrían revelar fallas adicionales que tendrían que ser evaluadas). c.

4.4.3

Realizar una Evaluación Nivel 2 o Nivel 3.


4.4.3.1 El procedimiento de evaluación Nivel 2 puede ser utilizado para los componentes descritos en los párrafos 4.2.3.1 y 4.2.3.1g. sometidos a las cargas definidas en el párrafo 4.2.3.1.h. Si se encuentra que la falla es inaceptable, el procedimiento puede ser usado para establecer nuevas MAWP o MFH. 4.4.3.2 El siguiente procedimiento puede ser empleado para evaluar los componentes descrito en el párrafo 4.2.3.1.f sometidos a las cargas definidas en el párrafo 4.2.3.1.h. a.

Paso 1- Calcule el grosor requerido para cargas complementarias, t sl, y el grosor mínimo requerido, t min (ver apéndice A, párrafo A.2)

b. Paso 2- Localice las regiones de pérdida de metal en el componente y determine el tipo de datos de grosor que serán registrados. Determine el grosor mínimo medido , t mm. Si se utilizan datos de perfil de grosor, prosiga con el Paso 3. Si se utilizan lecturas de grosor puntuales, entonces complete la evaluación siguiendo la metodología en el párrafo 4.4.2.1.b. c.

Paso 3- Determine la longitud para prorratear el grosor, L (ver párrafo 4.4.2.1.c).

d. Paso 4- Establezca los Perfiles de Grosor Críticos (CTP) y determine s y c (ver párrafo 4.4.2.1.d) e.

Paso 5- Realice la evaluación FFS de la región de pérdida de metal utilizando uno de los métodos en el párrafo 4.4.2.1.e.

f.

Paso 6- La aceptabilidad para operación continua puede ser establecida utilizando los siguientes criterios. 1. Contenedores presurizados y sistemas de tubería. a) El grosor de pared promedio medido para los CTP debe satisfacer los siguientes criterios de grosor. Alternativamente, la MAWP calculada con base en los grosores (t am- FCA)/ RSF a y (tam-FCA- tsl)/ RSFa (ver apéndice A) debe ser igual o mayor que la MAWP de diseño. El factor de resistencia remanente permisible, RFS a, puede ser determinado a partir de la sección 2. 1) Recubrimientos Cónicos y Cilíndricos: tsam – FCA > RFS a tcmin

(4.7)

tcam – FCA > RFS a tLmin

(4.8)

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4- 11

2) Recubrimientos Esféricos y Cabezas Formadas: tam – FCA > RFS a tmin

(4.9)

b) El grosor de pared mínimo medido, t mm, para los CTP debe satisfacer los criterios del párrafo 4.4.2.1.f.2. 2. Cursos de Recubrimiento de los Tanques de Almacenamiento API650- Los requerimientos son los mismos que para el nivel 1 (ver párrafo 4.4.2.1.f) debido al esfuerzo más alto permisible para depósito en servicio como lo estipula API653. 4.4.3.3 El siguiente procedimiento de evaluación puede ser utilizado para los componentes descritos en el párrafo 4.2.3.1.g sujetos a las cargas definidas en el párrafo 4.2.3.1.h. a.

Las normas de diseño para los componentes en una discontinuidad estructural mayor generalmente involucran la satisfacción de un requerimiento de refuerzo local (ej. Área de refuerzo de boquilla), o necesita el cómputo de un nivel de esfuerzo basado en un condición de carga dada y la geometría y la configuración del grosor (ej. El diseño de la pestaña). Estas normas generalmente dan como resultado un componente con un grosor que depende del de otro componente (para ejemplos, ver párrafo 4.2.3.1.g). Las normas de diseño de este tipo tienen una interdependencia de grosor , y la definición de un grosor mínimo para un componente es ambigua.

b. Para evaluar componentes con una interdependencia de grosor, se debe computar la MAWP con base en el grosor promedio medido menos la provisión de corrosión futura (t am- FCA) y el grosor requerido para cargas complementarias (ver apéndice A, párrafo A.2.6) para cada componente utilizando las ecuaciones de la construcción original. La MAWP calculada deber ser igual o mayor a la MAWP de diseño. c.

El grosor promedio de la región, t am, puede ser obtenido como se describe a continuación para componentes con interdependencia de grosor: 5. Boquillas y Conexiones de Variaciones- Determine el grosor promedio dentro de la zona de refuerzo de la boquilla mostrada en la figura 4.9 (ver párrafo 4.3.3.4). Los procedimientos de evaluación en el Apéndice A, párrafos A.3.11 y A.5.7 pueden ser empleados para valorar la pérdida de metal en una boquilla o conexión de variación de la tubería, respectivamente. También deber ser revisado el análisis de ruta de la carga soldada en este párrafo, particularmente si la pérdida de metal ha ocurrido en las soldaduras de la conexión. 5. Discontinuidades Estructurales- Determine L utilizando el procedimiento del párrafo 4.4.2.1.c y L v con base en el tipo de discontinuidad estructural relacionado más adelante. El grosor promedio se computa basado en la menor de estas distancias. Si L
Transición de recubrimiento cónico (ver figura 4.10 para la zona para prorratear el grosor y L v)

•

Discontinuidades asimétricas (ver figura 4.11 para la zona para prorratear el grosor y Lv)

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PRÁCTICA RECOMENDADA PARA COMPETENCIA PARA EL SERVICIO •

4- 12

Conexiones de pestaña (ver figura 4.12 para la zona para prorratear el grosor y L v)

5. Sistemas de Tubería- Los sistemas de tubería tienen una interdependencia de grosor debido a la relación entre el grosor del componente, la flexibilidad de la tubería, y el esfuerzo resultante. Para las secciones rectas de tubería, determine L empleando el p rocedimiento del párrafo 4.4.2.1.c y calcule el grosor promedio para representar la sección de tubo con pérdida de metal en el análisis. Para codos o dobleces, las lecturas de grosor deben ser promediadas dentro de la curvatura y se debe utilizar un grosor único en el análisis de la tubería (Ej. Computar el factor de flexibilidad, la rigidez del sistema y el factor de intensificación del esfuerzo). Para conexiones de variaciones, el grosor debe ser prorrateado dentro de las zonas de refuerzo para la variación y el colector, y estos grosores deben se empleados en el modelo de tubería (para computar el factor de intensificación del esfuerzo). Una hipótesis alternativa es usar el grosor mínimo medido para representar el grosor del componente en el modelo de tubería. Esta aproximación puede ser constatada y la pérdida de metal es localizada; sin embargo, esto puede dar como resultado una evaluación demasiado conservadora. En estos casos, una evaluación de Nivel 3 puede ser requerida para reducir el conservatismo en la evaluación (ver párrafo 4.4.4.4). d. El grosor de pared mínimo medido, t mm, debe satisfacer el criterio en el párrafo 4.4.2.1.f.2. 4.4.3.4 Si el componente no cumple con los requerimientos de Evaluación Nivel 2, se puede considerar lo siguiente: a.

Recalibrar, reparar, reemplazar o retirar el componente.

b. Ajustar FCA aplicando técnicas correctivas (ver párrafo 4.6) c.

Ajustar el factor de eficiencia de la unión soldada, E, realizando un examen adicional, y repetir la evaluación (ver párrafo 4.4..2.2.c)

d. Realizar una Evaluación Nivel 3.

4.4.4


4.4.4.1 Las técnicas de análisis de esfuerzo presentadas en el Apéndice B pueden ser utilizadas para evaluar regiones pérdida de metal local o general en los contenedores presurizados, tubería y tanques. El método de elemento finito generalmente se utiliza para computar los esfuerzos en un componente; sin embargo, también se pueden utilizar otros métodos numéricos tales como el método de límite o el método de diferencia finita. Del mismo modo se pueden utilizar soluciones de los manuales si la solución encaja en la geometría del componente y la condición de carga. La evaluación puede estar basada en un análisis de esfuerzo lineal con determinada aceptabilidad utilizando categorización de esfuerzo, o un análisis de esfuerzo no lineal con determinada aceptabilidad usando una carga de pandeo plástico. Las técnicas de análisis de esfuerzo no lineal son recomendadas para proporcionar el mejor cálculo de la capacidad de transporte de carga aceptable del componente. En el apéndice B se proporcionan guías para realizar y procesar resultados de un análisis de elementos finitos para una evaluación de Competencia para el Servicio. 4.4.4.2 Si un componente está sometido a presión externa u otras cargas que den como resultado esfuerzos de compresión, se debe realizar un análisis de estabilidad estructural utilizando los métodos en el Apéndice B para determinar la capacidad de servicio. Además, en el Apéndice B también se incluyen métodos para evaluar la fatiga si un componente está sometido a carga cíclica. 4.4.4.3 Para una evaluación de Nivel 3 se requieren los datos de grosor según los párrafos 4.3.3 así como la geometría del componente, las propiedades del material y las condiciones de carga. Los datos del grosor pueden ser usados en el modelo de elementos finitos del componente. Si hay disponibilidad de información del perfil de grosor, la gráfica de grosor puede ser mapeada en un modelo de

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elementos finitos dimensional utilizando dos o tres elementos continuos, según sea aplicable. Esta información también puede ser utilizada si el componente es modelado usando elementos de recubrimiento. 4.4.4.4 Si la región de pérdida local de metal está cerca o sobre una discontinuidad estructural mayor, para la evaluación se necesitan detalles de la geometría del componente, de las propiedades del material y de las cargas complementarias impuestas en este sitio. Se requiere de una consideración especial si hay cargas complementarias significativas en una boquilla, en una conexión de variación de la tubería o en un doblez. La ubicación y distribución de la pérdida de metal en estos componentes puede afectar significativamente la flexibilidad y la distribución de esfuerzo de una forma que no puede ser evaluada utilizando las aproximaciones empleadas en el diseño. Además la pérdida localizada de metal puede reducir significativamente la capacidad de carga de pandeo plástico dependiendo de la geometría de la boquilla, de la configuración del sistema de tubería, y de las cargas complementarias aplicadas.

4.5

Evaluación de la Vida Remanente

4.5.1

Según el Grosor

4.5.1.1 La vida remanente de un componente puede ser determinada con base en el cómputo de un grosor mínimo requerido para las condiciones de servicio planeado, según las medidas de grosor obtenidas en una inspección, y un cálculo del promedio de corrosión anticipada. Este método es apropiado para determinar la vida remanente si el componente no tiene interdependencia de grosor (ver párrafo 4.4.3.3.a).

R life =

tam- Ktmin

(4.10)

Crate

Donde, Crate

= Promedio de Corrosión futura anticipada (mm/año)

K

= Factor dependiente del nivel de evaluación; para evaluación nivel 1 K= 1.0, para una evaluación nivel 2; K= RSF a para contenedores presurizados y componentes de tubería y K= 1.0 para cursos de recubrimiento de los tanques.,

R life

= Vida remanente (años)

RSFa

= Factor de resistencia remanente permisible (ver sección 2)

Tam

= Grosor de la pared promedio del componente, determinado en la inspección, y

Tmin

= Grosor de la pared mínimo requerido, t min, del componente (ver apéndice A, párrafo A.2)

4.5.1.2 La vida remanente determinada utilizando la aproximación basada en el grosor puede producir resultados no conservadores cuando se aplica a componentes que tengan una dependencia de grosor (ver párrafo 4.4.3.3.a) Para estos casos, la vida remanente debe ser establecida usando la aproximación MAWP.

4.5.2

Aproximación MAWP

4.5.2.1 La aproximación MAWP proporciona una forma sistemática para determinar la vida remanente de cualquier componente presurizado. Este método también es el único método apropiado para

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determinar la vida remanente de componentes con una dependencia de grosor (ver párrafos 4.4.3.3.a). Además la aproximación MAWP garantiza que la presión de diseño no sea excedida durante la operación normal si se establece adecuadamente el promedio de corrosión futura. 4.5.2.2 El siguiente procedimiento puede ser usado para determinar la vida remanente de un componente utilizando la aproximación MAWP. a.

Paso 1- Determine la pérdida de metal del componente, t loss, restando el grosor promedio medido en el momento de la última inspección, t am, del grosor nominal, t nom (ver párrafo 4.3.3.2 o 4.3.3.3., según aplique.)

b. Paso 2- Determine la MAWP para una serie de incrementos en función de tiempo, utilizando una provisión de corrosión efectiva y el grosor nominal en el cómputo. La provisión de corrosión efectiva se determina así: CAe = tloss + Crate tiempo

(4.11)

Donde, Crate

= Promedio de Corrosión futura anticipada (mm/año)

CAe

= Provisión de corrosión efectiva (mm),

tloss

= Pérdida de metal, definida como (t nom- tam), (mm)

tnom

= Grosor nominal de la pared del componente (mm)

Tam

= Grosor de la pared promedio del componente, determinado en la inspección, y

tiempo = Tiempo en el futuro (años) c.

Paso 3- Determine la vida remanente graficando MAWP versus tiempo. El tiempo en el que la curva MAWP intersecta la MAWP de diseño para el componente es su vida remanente.

d. Paso 4- Repita los pasos 1, 2, y 3 para cada componente. La vida remanente del equipo es tomada como el valor más pequeño de las vidas remanentes computadas para cada componente individual. 4.5.2.3 Esta aproximación también puede ser aplicada para tanques, utilizando la altura máxima de llenado, MFH, en vez de la MAWP.

4.6

Correctivos

4.6.1

Una evaluación FFS proporciona una valoración de la condición de un componente para operación continuada por un periodo de tiempo basado en una rata de degradación o corrosión futura. Sin embargo, en muchos casos los promedios de degradación futura son muy difíciles de predecir, o no se puede tolerar más degradación. Por lo tanto los métodos de mitigación pueden ser aplicados para evitar o minimizar el daño.

4.6.2

Los métodos correctivos para corrosión/ erosión general y corrosión/ erosión local y picaduras se presentan más adelante. Estos métodos también pueden ser apropiados para mitigar fallas en forma de grietas en algunos ambientes del proceso. Los métodos citados no son inclusivos para todas las situaciones, ni sirven para sustituir una evaluación de ingeniería de una situación particular. El usuario- propietario debe consultar a un ingeniero metalúrgico calificado y a un ingeniero mecánico respecto al método más apropiado para aplicar ante un mecanismo de daño relevante.

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4.6.3


4- 15

Método Correctivo 1- Realización de cambios Físicos a un Proceso: a.

Aumento o disminución de la temperaturo o presión del proceso- Si el modo de degradación es la temperatura o la presión, un cambio en el proceso puede minimizar la progresión del daño. Sin embargo, el componente debe ser evaluado para que el diseño todavía se ajuste a las condiciones cambiadas. Observe que una reducción en la temperatura o presión puede dar como resultado una reducción del grosor de pared mínimo requerido; por lo tanto, la vida de servicio del componente se puede aumentar.

b. Aumento o disminución de la velocidad de flujo- Algunos mecanismos de daño tales como erosión, corrosión por agua ácida, corrosión debajo del depósito, y la corrosión por ácido nafténico son muy sensibles a la velocidad. Una disminución o aumento leve en la velocidad de flujo puede cambiar la intensidad del daño. c. 4.6.4

Instalación de raspadores, tratadores, fusionadores y filtros para retirar ciertas fracciones o contaminantes en un flujo.

Método Correctivo 2- Aplicación de recubrimientos de barrera sólida para mantener el aislamiento del metal base que ha sufrido daño previo.

4.6.4.1 Recubrimientos orgánicos- El recubrimiento debe ser compatible con el servicio (temperatura y composición de flujo) y debe ser resistente a todas las condiciones de servicio. La preparación de la superficie, especialmente el llenado de picaduras, grietas, etc., es crítica para lograr una cohesión sólida. Las condiciones de curado también son muy importantes para garantizar un recubrimiento confiable. Todo lo anterior se halla en las siguientes clases generales: a.

Recubrimientos de película delgada- Generalmente, estos incluyen recubrimientos epóxicos, epoxi- fenílicos y fenólicos aplicados en películas secas con un grosor de menos de 0.25 mm.

b. Recubrimientos de película gruesa- Generalmente, estos incluyen recubrimientos reforzados de fibra de vidrio y vynil- ester que se aplican en películas secas con un grosor mayor de 0.25 mm. 4.6.4.2 Revestimientos metálicos- Se pueden clasificar en: a.

Revestimiento de aerosol metálico- En general los procesos de más alta velocidad tales como HVOF (oxy fuel de alta velocidad) producen recubrimientos más densos, y que son menos susceptibles al resquebrajamiento y la socavación. A menudo los recubrimientos se aplican en múltiples capas con composiciones en cada una. Los materiales del recubrimiento superior deben ser resistentes a la corrosión. La preparación de la superficie es crítica para lograr una cohesión sólida. Una ventaja de los revestimientos de aerosol metálico es que el material base no se calienta a altas temperaturas como la soldadura.

b. Revestimiento en tiras- Las tiras delgadas de un metal resistente a la corrosión se aplican en el área de interés. Se unen al metal posterior mediante soldaduras pequeñas, lo que ayuda a minimizar el tamaño de la zona afectada por el calor de la soldadura. Los revestimientos en tiras infortunadamente tienen gran incidencia de fractura en la soldadura de unión del revestimiento y pueden necesitar mantenimiento periódico. c.

Soldadura de Revestimiento- Un metal resistente a la corrosión se aplica a la superficie del material base con un proceso de Soldadura de Revestimiento. El material base se calienta a altas temperaturas durante el proceso de soldado, lo cual causa problemas de agrietamiento en el caso de materiales cargados de hidrógeno, a menos que el hidrógeno se elimine previamente. La superposición de soldadura puede necesitar un PWHT. Si se puede aplicar, el revestimiento con soldadura generalmente se considera como método de reparación y mitigación permanente.

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4- 16

4.6.4.3 Revestimientos Refractarios- muchos materiales pueden quedar en esta categoría. Dependiendo del mecanismo de daño, los refractarios aislantes pueden ser usados par disminuir la temperatura del metal, los refractarios resistentes a la erosión pueden ser usados para protección a la erosión, y los refractarios resistentes a la corrosión pueden ser usados para proteger el material base. La selección del tipo de refractario y del sistema de anclaje, y el curado del refractario son elementos críticos para este método correctivo. Se debe consultar un especialista para mayores detalles. 4.6.5

Método Correctivo 3- inyección de agua o químicos en forma continua para modificar el ambiente o la superficie del metal. Algunas variables importantes a considerar cuando se inyectan químicos son: los contaminantes del flujo, la ubicación y el diseño del punto de inyección, la rata de inyección, el efecto de las irregularidades del proceso y el monitoreo para determinar la efectividad. Algunos ejemplos de este tipo pueden ser: a.

Agua para diluir contaminantes- Esta estrategia a menudo se aplica a unidades con agrietamiento catalítico y sistemas con reactores por hidrodesulfuración. Algunas variables importantes a considerar en la instalación de un sistema de lavado retroactivo con agua son la ubicación de la inyección, la distribución del agua, la calidad del agua, el diseño del punto de inyección y el monitoreo para determinar su efectividad.

b. Inyección de químicos para cambiar la agresividad de la solución- En esta categoría se encuentran los químicos neutralizantes como los utilizados en la parte superior de unidades de destilación atmosférica, los polisulfitos y los limpiadores oxigenados. Algunas variables importantes a considerar son: ubicación y diseño de la inyección, efectos colaterales adversos posibles, y el monitoreo para determinar su efectividad. c.

Inyección de químicos tipo película para recubrir la superficie del metal- Los químicos tipo película se adhieren a la superficie metálica para proteger una barrera delgada que protege el metal. Algunas variables importantes a considerar son: ubicación y diseño de la inyección, respuesta a irregularidades, y el monitoreo para determinar su efectividad.

4.6.6

Método Correctivo 4- Aplicación de una capa de soldadura. En este caso se agrega nuevo material al componente para proporcionar el aumento necesario en el grosor de la pared con el fin de compensar la corrosión/ erosión. Sin embargo, este método no elimina/ reduce la rata de degradación. La capa de soldadura puede ser agregada en la superficie interna o externa sin importar sobre cual superficie está ocurriendo la pérdida de metal. La capa de soldadura debe tener la misma química que el metal base del componente y antes de soldar se debe evaluar su soldabilidad. Además para algunas aplicaciones, se puede desarrollar un procedimiento de reparación que permita el depósito de la capa de soldadura mientras el componente está en operación. Como este proceso cambia la geometría del componente, se debe realizar un análisis considerando los esfuerzos de pandeo para determinar la aceptabilidad del diseño propuesto.

4.7


4.7.1

Como se dijo antes, los métodos de mitigación pueden ser aplicados, pero en algunos casos no es factible, o si se aplican, es importante confirmar que son efectivos. Por lo tanto se puede aplicar el método de monitoreo en servicio para supervisar directamente cualquier daño posterior o las condiciones que podrían ocasionarlo.

4.7.2

Loa métodos de monitoreo más comunes incluyen el uso de las siguientes herramientas y procedimientos: • • • • •

Sondas de corrosión Sondas de hidrógeno Cupones de corrosión retráctil y sondas físicas Mediciones UT y scanning Examen radiográfico

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4- 17

Muestras de fluido determinar el contenido de H 2S, CI, NH 3, CO2, Fe, Ni, pH, agua, etc. Termografía infrarroja Termoacoples

4.7.3

Se debe tener cuidado al definir el método de monitoreo en servicio, determinando la sensibilidad de medición requerida con base en el ambiente, y colocando las estaciones de monitoreo en el componente para garantizar que el mecanismo de daño que de cómo resultado pérdida de metal, pueda ser medido y evaluado adecuadamente durante la operación.

4.8

Documentación

4.8.1

La documentación de la evaluación FFS debe incluir la información citada en la sección 2, párrafo 2.8.

4.8.2

Los datos de inspección incluyendo todas las lecturas de grosor y las ubicaciones correspondientes utilizadas para determinar el grosor medido promedio, t am , y el grosor mínimo medido, t mm, deben ser registrados e incluidos en la documentación. En la tabla 4.1 aparece una hoja de datos de muestra para este propósito. También se recomienda la elaboración de un esquema que muestre la ubicación y orientación de los planos de inspección en el componente.

4.9

Referencias

4.10

Tablas y Figuras

Tabla 4.1 Límite de Temperatura Utilizado para Definir el Promedio de Plastodeformación Material Acero al Carbón y C-1/2 Mo , y Aceros Inoxidables Ferríticos Aceros de Baja Aleación (Cr- Mo) Aceros Inoxidables Austeníticos Aleaciones de Aluminio

Límite de Temperatura 399° C (750° F) 454° C (850° F) 510°C (950° F) 93° C (200° F)

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Tabla 4.2 Resumen de Inspección Requerido para la Evaluación de Pérdida General de Metal Utilice este formato para resumir la información obtenida en una inspección de campo. Identificación del Equipo: ___________________________________________________________ Tipo de Equipo: ______Contenedor Presurizado______Tanque_____Componente de la tubería Tipo de componente y ubicación ______________________________________________________

Información Requerida para Evaluación de Nivel y Nivel 2 Provisión de Corrosión Futura: _______________________________________________________ Diámetro interno:__________________________________________________________________ Grosor Mínimo Requerido:___________________________________________________________ Dimensiones de la Falla (s y c):_______________________________________________________ Ingrese los datos de grosor para cada uno de los planos de inspección en la siguiente tabla. Plano de Inspección:___ Plano de Inspección:___ Plano de Inspección:___ Plano de Inspección:___ Ubicación Grosor Ubicación Grosor Ubicación Grosor Ubicación Grosor

tmm tam

tmm tam

tmm tam

tmm tam

tmm tam

tmm tam

tmm tam

tmm tam

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Tabla 4.3 Plantilla para Calcular el Coeficiente de Variación (COV) para las Lecturas de Grosor Puntuales Ubicación 1 2 3 ...

Lectura del Grosor

N ---

(t- FCA) 2

(t- FCA)

- N S1 =

Σ i=l

N (ti- FCA) =

S2 =

Σ

(ti- FCA)2

i=l

Notas: 1. N es el número total de lecturas de grosor, este número debe ser mayor igual a 15 (ver párrafo 4.3.3.2) 2. La ecuación para el Coeficiente de Variación (COV) es :

COV =

tSD

(4.12)

tam - FCA

tSD =

S2

2

- (tam – FCA)

N

Tam – FCA =

S1 N

N

.

(4.13) N-1

(4.14)

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4- 20

Tabla 4.4 Parámetros para Computar la Longitud para el Prorrateo de Grosor RSFa R1 0.900 0.895 0.875 0.850 0.845 0.825 0.800 0.795 0.775 0.750 0.745 0.725 0.700 0.695 0.675 0.650 0.625 0.600 0.575 0.550 0.525 0.500 0.475 0.450 0.425 0.400 0.375 0.350 0.325 0.300 0.275 0.250 0.200

0.90 Q 50.00 21.19 4.93 2.82 2.62 2.07 1.68 1.62 1.43 1.26 1.23 1.12 1.02 1.00 0.93 0.86 0.80 0.74 0.70 0.65 0.61 0.58 0.55 0.51 0.49 0.46 0.43 0.41 0.38 0.36 0.34 0.31 0.27

0.85 Q 50.00 50.00 50.00 50.00 29.75 6.59 3.65 3.38 2.63 2.11 2.03 1.77 1.54 1.51 1.37 1.24 1.13 1.04 0.96 0.89 0.83 0.77 0.72 0.68 0.64 0.60 0.56 0.53 0.50 0.46 0.43 0.40 0.35

0.80 Q 50.00 50.00 50.00 50.00 50.00 50.00 50.00 36.82 8.01 4.35 4.01 3.10 2.45 2.36 2.05 1.77 1.56 1.40 1.27 1.16 1.07 0.99 0.92 0.86 0.80 0.74 0.70 0.65 0.61 0.57 0.53 0.49 0.42

0.75 Q 50.00 50.00 50.00 50.00 50.00 50.00 50.00 50.00 50.00 50.00 42.94 9.20 4.93 4.53 3.47 2.73 2.26 1.95 1.71 1.53 1.38 1.26 1.15 1.06 0.98 0.91 0.84 0.78 0.73 0.67 0.63 0.58 0.49

0.70 Q 50.00 50.00 50.00 50.00 50.00 50.00 50.00 50.00 50.00 50.00 50.00 50.00 50.00 47.94 10.16 5.39 3.77 2.94 2.43 2.07 1.81 1.61 1.45 1.32 1.20 1.10 1.01 0.93 0.86 0.79 0.73 0.67 0.57

Notas: 1. La ecuación para Q es: 1- R t

Q = 1.123

2

-1

1- R t/ RFSa Q= 50.0

para

0.5

para R t < RFSa

R t > RFSa

2. La longitud para el prorrateo de grosor es dada por la ecuación (4.3)

(4.15)

(4.16)

Figura 4.1 Vista General de los Procedimientos de para Evaluar un Componente con Pérdida General de Metal

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4- 22

Figura 4.2 Procedimiento para Evaluar un Componente con Pérdida de Metal Utilizando la Sección 4 y la Sección 5

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4- 23

Figura 4.3 Planes de Inspección para Cabezas y Esferas de Contenedores Presurizados

Recubrimiento Esférico o Cabeza Formada

Pérdida de Metal

Eje del Contenedor o Eje Vertical de la Esfera

Notas: 1. M1- M3 son planos de inspección meridionales y C1- C3 son planos circunferenciales

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4- 24

Figura 4.4 Planos de Inspección para Recubrimientos Cilíndricos, Recubrimientos Cónicos y Dobleces de Tubo

Pérdida de metal

Pérdida de metal

Recubrimiento Cilíndrico

Recubrimiento Cónico

Pérdida de metal

Codo o doblez de tubo

Notas: 1. Para los recubrimientos cónicos y cilíndrico, M1 – M3 son planos de inspección meridionales y C!- C3 son planos de inspección circunferenciales. 2. Para codos y dobleces de tubo, M1- M3 son planos de inspección longitudinales y C1- C3 son planos de inspección circunferenciales.

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4- 25

Figura 4.5 Planos de Inspección para Tanques de Almacenamiento Atmosféricos

Cordón de soldadura longitudinal

Cordón de Soldadura circunferencial

Recubrimiento del tanque

falla

Notas: 1. M1- M3 son meridionales (dirección longitudinal 2. No se requieren planos de inspección circunferenciales porque el esfuerzo normal para esta dirección es muy pequeño y no tiene incidencia en el cálculo de grosor durante el diseño.

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4- 26

Figura 4.5 Método para Determinar el Plano de Pérdida Máxima de Metal (Perfil de Grosor Crítico)

a. Planos de inspección y el perfil de grosor crítico

b. Perfil de grosor crítico (CTP)- Plano longitudinal (proyección de línea M)

c. Perfil de Grosor Crítico (CTP)- plano circunferencial (proyección de línea

Notas: 1. t- es el grosor de recubrimiento actual, generalmente el grosor nominal menos la pérdida de metal 2. M1- M5 son planos de inspección meridionales 3. C1- C5 son planos de inspección circunferenciales 4. tnom- el grosor nominal. 5. S- extensión de la pérdida de metal establecida utilizando CTP en la dirección longitudinal con tmin 6. C- extensión de la pérdida de metal establecida utilizando CTP en la dirección circunferencial. Observe que tc = tmin en una evaluación con la sección 4, y tc= tmi – LOSSFCA en una evaluación con la sección 5

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4- 27

Figura 4.7 Dimensionamiento de una región con áreas múltiples de pérdida de metal para una evaluación

Paso 1- Dibuje una caja que encierre completamente el área delgada. Mida la extensión máxima longitudinal (axial), s (mm), y la extensión circunferencial máxima, c (mm), de esta caja. Estas serán las dimensiones del área adelgazada que se emplearán en la evaluación

Paso 2- Dibuje una segunda caja de dos veces el tamaño de la primera (2s X 2c) alrededor del área adelgazada.

Paso 3- Si queda otra área adelgazada dentro de la caja más grande, se deben ajustar las dimensiones s y c para incluir el área adelgazada adicional. Regrese al paso 2.

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4- 28

Figura 4.8 Dimensionamiento de una región de pérdida de metal aislada y una red de regiones de pérdida de metal falla

Ruta de Pérdida Máxima de Metal

Perfil de grosor a. Falla aislada

Falla 2

Falla 1

Perfil de Grosor Nota: las fallas 1 y 2 están combinadas con base en el criterio que aparece en la figura 4.7 para formar una sola falla para la evaluación

b. Red de fallas

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Figura 4.9 Zona para prorratear el grosor- Boquillas y Conexiones fabricadas de variaciones

Boquilla Zona de Refuerzo Almohadilla de Refuerzo

Recubrimiento

Boquilla con un elemento de refuerzo

Notas: 1. Lv = max (d i , di/2 + t n + tv)) (zona para prorrateo de grosor en la dirección horizontal, ver párrafo 4.4.3.3.c.1) 2. Lno =min( 2.5t v , (2.5t n +te )) (zona para prorrateo de grosor en la dirección vertical sobre la parte exterior del recubrimiento 4.4.3.3.c.1) 3. Lni = min( 2.5t v , 2.5t n) (zona para prorrateo de grosor en la dirección vertical sobre la parte interior del recubrimiento, ver párrafo 4.4.3.3.c.1) 4. tv, tn, te son el grosor nominal del contenedor, el grosor de la boquilla y el grosor de la almohadilla de refuerzo, respectivamente. 5. ti es el diámetro interior actual de la boquilla incluyendo el FCA especificado 6. Ver el párrafo 4.4.3.3.c.1 para determinar la longitud del prorrateo de grosor.

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Figura 4.10 Zona para Prorrateo de Grosor- Transiciones Cónicas

Extremo angosto del cilindro

Zonas para el Prorrateo del grosorExtremo angosto

Cono

Extremo grande del cilindro

Notas:

Zonas para el prorrateo del grosor- Extremo ancho

1. Lv = 0.78 √ R sts (Zona de Prorrateo de grosor para el cilindro de extremo angosto, ver párrafo 4.4.3.3.c.2. 2. Lv = 0.78 √ R stc (Zona de Prorrateo de grosor para el cono de extremo angosto, ver párrafo 4.4.3.3.c.2. 3. Lv = 1.0 √ R LtC (Zona de Prorrateo de grosor para el cono de extremo ancho, ver párrafo 4.4.3.3.c.2. 4. Lv = 1.0 √ R LtL (Zona de Prorrateo de grosor par el cilindro de extremo ancho, ver párrafo 4.4.3.3.c.2. 5. ts, tc, tL son los grosores del contenedor de extremo angosto nominal, del cono, y del contenedor de extremo ancho, respectivamente. 7. Rs, RL son los radios internos del extremo pequeño y del extremo grande del contenedor, respectivamente. 8. Ver párrafo 4.4..3.3.c.2 para determinar la longitud del prorrateo de grosor

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Figura 4.11 Zona para prorrateo de grosor- Discontinuidades asimétricas

Zona para prorrateo de grosor

Anillo de Refuerzo externo

Anillo de Soporte de la Bandeja Interna

Detalle del soporte inferior

Soporte Inferior del Contenedor

Notas: 1. Lv = 1.0 √ Rtv (Zona de Prorrateo de grosor, ver párrafo 4.4.3.3.c.2. 2. La longitud para el prorrateo del grosor se determina utilizando el procedimiento en 4.4.3.3.c.2. 3. Un anillo de soporte de bandeja se considera discontinuidad asimétrica mayor cuando: AR

< 0.65

AR + 1.56tv √ Rtv 4. Tv, R, AR el grosor nominal del contenedor, el radio interno y el área transversal del anillo, respectivamente.

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4- 32


Figura 4.12 Zona para prorrateo de Grosor- Conexiones de Pestaña Pestaña Zona para prorrateo de grosor

Recubrimiento del Contenedor o de la Boquilla

Notas 1. Lvh es la zona de prorrateo de grosor para la campana. 2. Lvt es la zona de prorrateo de grosor para la pestaña

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4.11 4.11.1

4- 33

Problemas Ejemplo

Problema Ejemplo 1- Durante la inspección se ha encontrado corrosión en un cordón de soldadura longitudinal de un contenedor presurizado. Más adelante se proporcionan los detalles respecto al contenedor y los datos de inspección. El contenedor fue diseñado y construido según el código ASME B&PV, sección VIII, División 1. Evalúe si el contenedor está apto para el servicio. Información del Contenedor Presurizado Condiciones de Diseño Condiciones de Diseño Diámetro Interior Grosor Nominal Pérdida Uniforme de Metal Provisión de Corrosión Futura Material Eficiencia de la Unión Soldada

= 300psig@ 350°F = 48 pulgadas = 0.75 pulgadas = 0.0 pulgadas = 0.10 pulgadas = SA 516 Grado 70 = 0.85

Datos de Inspección Abajo se muestran los datos y la gráfica utilizada para la inspección. El espaciamiento entre puntos establecido por el inspector en las direcciones longitudinal y circunferencial es 1.5 pulgadas con base en el perfil de corrosión.

Recubrimiento del Contenedor

Plantilla de ins ección

Cordón de Soldadura

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Datos de Inspección (pulgadas) Planos de Inspección Longitudinales M1 M2 M3 M4 M5 M6 M7 CTP Longitudinal

C1

Planos de Inspección Circunferenciales C2 C3 C4 C5 C6 C7

0.75 0.75 0.75 0.75 0.75 0.75 0.75 0.75

0.75 0.48 0.57 0.61 0.62 0.57 0.75 0.48

0.75 0.52 0.59 0.47 0.59 0.59 0.75 0.47

0.75 0.57 0.55 0.58 0.58 0.62 0.75 0.55

0.75 0.56 0.59 0.36 0.57 0.57 0.75 0.36

0.75 0.58 0.60 0.58 0.48 0.56 0.75 0.48

0.75 0.60 0.66 0.64 0.62 0.49 0.75 0.49

C8

CTP Circunferencial

0.75 0.75 0.75 0.75 0.75 0.75 0.75 0.75

0.75 0.48 0.55 0.36 0.48 0.49 0.75

Realice una Evaluación de Nivel 1 Según el párrafo 4.4.2 Paso 1- Calcule el grosor mínimo requerido tCmin =

tLmin

300 psig (24” + 0.10”) =

0.492”

= 2 (17500 psi) (0.85) – 0.4 (300 psig)

0.242”

17500 psi (0.85) – 0.6 (300 psig) 300 psig (24” + 0.10”)

=

tmin = max (0.492”, 0.242”) = 0.492” Paso 2- Se proporcionan los perfiles de grosor, los datos para las lecturas de grosor están en la tabla anterior Paso 3 – Determine la longitud para el prorrateo de grosor Paso 3.1 – Determine el grosor mínimo y el promedio de grosor remanente Tmm = 0.36” 0.36 – 0.10 Rt =

= 0.258 0.492

Paso 3.2 – Determine la longitud para el prorrateo de grosor De la tabla 4.4 con Rt = 0.528 con RSFa = 0.9 (ver sección 2, párrafo 2.4.2.2.d); Q = 0.62 o por la ecuación

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PRÁCTICA RECOMENDADA PARA COMPETENCIA PARA EL SERVICIO .

1- 0.528 Q = 1.123

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-1

= 0.616

1- 0.528/ 0.9 L= (0.616) √ 48” (0.492”) = 3.0” Paso 4 – Determine el CTP longitudinal y el circunferencial y las dimensiones de la falla CTP Longitudinal

Nota: en esta figura, el número más alto es el grosor de la pared en el momento de la inspección y el número entre paréntesis es este grosor de pared menos la provisión de corrosión futura.

0.492” –0.38 La dimensión de la falla es: s= 5(1.5”) +

0.492” –0.39” (1.5”)+

0.65” – 0.38

(1.5”) = 8.71” 0.65” – 0.39”

CTP Circunferencial No es necesario determinar el CTP circunferencial porque el grosor mínimo requerido basado en le plano circunferencial es (esfuerzo longitudinal) es menor que el grosor promedio medido (ver paso 2). Observe en este ejemplo que c no se requiere porque el grosor mínimo requerido para la dirección circunferencial es menor que el grosor mínimo medido, o (tLmin = 0.242) < (t mm – FCA = 0.36 – 0.10” = 0.26”) Paso 5- Como (s=8.71) > (L = 3.0”) , se realiza la evaluación usando el párrafo 4.4.2.1.e.2. Esta evaluación puede ser realizada promediando directamente los grosores que se hallan dentro de la longitud L. s

tam = t am =

0.55”+ 0.36” + 0.48” = 0.463” 3

Alternativamente el grosor promedio puede ser establecido más exactamente utilizando las áreas. El método de área normalmente debe ser usado para determinar el grosor promedio cuando sólo hay un número pequeño de lecturas de grosor en una longitud L. A medida que aumenta este número de lecturas de grosor, el grosor promedio determinado mediante el método de prorrateo directo y el método de área ofrecerán el mismo resultado.

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(0.55” + 0.36) A1 =

(1.5”)

= 0.6825 in 2

(1.5”)

= 0.63 in 2

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2 (0.48” + 0.36)

A2 =

2 2

Σ Ai

=

1.313 in2

i=l

2

Σ Ai

i=l

Tam = tsm =

1.313 in2 =

L

= 0.438 3.0”

Paso 4 – Determine si el componente es aceptable para operación. Según el párrafo 4.4.2.1.f.1 (tam – FCA = 0.438”- 0.10” = 0.338”) ≥ (tCm = 0.492”)

Falso

Según el párrafo 4.4.2.1.f.2: (tmm – FCA =0.36” – 0.10” = 0.26”) ≥ (max (0.5 tmin , 0.10”) = 0.246”)

Verdadero

No se satisfacen los criterios de la Evaluación Nivel 1 Si se recalibra el contenedor, la MAWP permisible con base en una evaluación de Nivel 1 es : Rc = 24” + 0.10” = 24.10” Tc = 0.438”- 0.10” = 0.338” (17500 psig)(0.85)(0.338”) MAWPC =

=207 psig (24.10”) + 0.6(0.338”)

Realice una evaluación nivel 2 según el párrafo 4.4.3 Pasos 1 a 5- El procedimiento y los resultados son los mismos del nivel 1 Paso 6- Determine si el componente es aceptable para operación.

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4- 37

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4- 38

Según párrafo 4.4.3.2.f.1.a.1: (tsam – FCA = 0.438”- 0.10” = 0.338”) > (RSF a tCm = (0.90) 0.492” = 0.443”)

Falso

Según párrafo 4.4.3.2.f.1.b (tmm – FCA =0.36” – 0.10” = 0.26”) > (max (0.5 t min , 0.10”) = 0.246”)

Verdadero

No se satisfacen los criterios de evaluación Nivel 2 Si el contenedor está descalibrado, la MAWP permisible basada en una Evaluación de Nivel 2 es: Rc = 24” + 0.10” = 24.10” 0.438” – 0.10” tc =

= 0.376” 0.9

MAWPC =

(17500 psig)(0.85)(0.376”) = 230 psig (24.10”) + 0.6(0.376”)

4.11.2 Problema de Ejemplo 2 – Durante una inspección se ha encontrado una región localizada de corrosión en una cabeza elíptica 2:1. La región corroída está dentro de la porción esférica de la cabeza elíptica. El contenedor fue diseñado y construido según el Código ASME B&PV, Sección VIII, División 1). Determine si la cabeza del contenedor es apropiada para operación. Información del contenedor Presurizado Condiciones de Diseño Diámetro Interior de la Cabeza Grosor Nominal Pérdida de Metal Provisión de Corrosión Futura Material Eficiencia de la Unión Soldada

= 2.068 MPa@ 340°C = 2032 mm = 19 mm = 0 mm = 3 mm = SA 516 Grado 70 = 1.0 (Cabeza sin cordón)

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Datos de Inspección A continuación aparecen las cuadrículas y los datos utilizados para la inspección. El espaciamiento de cuadrícula es 100 mm.

Datos de la Inspección(mm) Planos de Inspección Meridionales M1 M2 M3 M4 M5 M6 M7 M8 CTP Longitudinal

C1

Planos de Inspección Circunferenciales C2 C3 C4 C5 C6 C7

C8

20 20 19 20 19 19 20 20 19

20 20 19 19 19 19 20 20 19

20 20 20 19 19 19 19 20 19

19 20 19 19 19 20 19 19 19

20 19 19 17 17 17 19 18 17

20 19 19 17 14 15 20 19 14

19 19 19 18 15 16 19 19 15

20 20 19 19 19 19 19 20 19

CTP Circunferencial 19 19 19 17 14 15 19 19

Realice una Evaluación de Nivel 1 según el párrafo 4.4.2 Paso 1- Calcule el grosor mínimo requerido. Observe que se utiliza un diámetro equivalente basado en el parámetro Kc para calculr el grosor de pared porque la región de pérdida de metal está localizada en la porción esférica de la cabeza elíptica (ver ApéndiceA). K c 0 0.25346 + 0.13995(2) + 0.12238 (2) 2 – 0.015297(2)3 = 0.90 (2.068 MPa ) (2032mm + 2 3mm ) (0.9) tmin =

= 15.75 mm 2(120.658 MPa)(1.0) – 0.2(2.068 Mpa)

Paso 2- Se proporcionan los perfiles de grosor, los datos para las lecturas de grosor se encuentran en la tabla anterior. Paso 3- Determine la longitud para el prorrateo de grosor Paso 3.1- Determine el grosor mínimo y la rata de grosor remanente Tmm = 14 mm 14 mm – 3 mm Rt =

= 0.698 15.75

Paso 3.2 - Determine la longitud para el prorrateo de grosor De la tabla 4.4 con R t = 0.698 con RSF a = 0.9 (ver sección 2, párrafo 2.4.2.2.d); Q = 1.0 o por la ecuación:

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2

1.0 – 0.698 Q = 1.123

0.5

-1.0

= 1.013

1.0 – 0.698/0.90

L = (1.013) √ (0.90 . 2032 mm)(15.75 mm) = 172 mm Paso 4- Los perfiles de grosor donde se hayan tomado; por lo tanto, determine el CTP longitudinal y el circunferencial- Las lecturas de grosor para los planos de inspección críticos en la tabla anterior y se muestran en la siguiente: CTP Meridional No se requiere para la evaluación de la porción esférica de una cabeza elíptica ya que los esfuerzos son aproximadamente iguales en ambas direcciones. CTP Circunferencial

Determinación del CTP Circunferencial Distancia Circunferencial (mm) 0 100 200 300 400 500 600 700

Lectura del Grosor

Grosor – FCA (mm)

19 19 19 17 14 15 19 19

16 16 16 14 11 12 16 16

Con base en los datos de la tabla anterior, la dimensión de la falla es: 381 mm Paso 5- como (s= 381 mm) > (L= 172 mm), la evaluación puede ser realizada utilizando el párrafo 4.4.2.1.e. Esta evaluación puede ser realizada prorrateando directamente los grosores. Observe que este caso la longitud para el prorrateo de grosor incluye sólo un punto de información si la longitud está centrada en la lectura mínima. tam = 14 mm Alternativamente, el grosor promedio puede ser determinado usando el método de área (ver paso 5 del problema ejemplo 1)

Σ Ai Tam =

2556 mm2 =

L

= 14.86 172 mm

Paso 6- Determine si el componente es aceptable para operación.

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4- 41


Según el párrafo 4.4.2.1.f.1: (tam - FCA = 14.86mm – 3mm = 11.86 mm) > (t min = 15.75 mm)

Falso

Según el párrafo 4.4.2.1.f.2: (tam - FCA = 14 mm – 3mm = 11.86 mm) > (max (0.5 t min , 3mm)= 7.9 mm) Verdad

No se satisfacen los criterios de Evaluación de Nivel 1 Realice una Evaluación de Nivel 2 según el párrafo 4.4.3. Pasos 1 a 5 – El procedimiento y los resultados son los mismos que para el nivel 1. Paso 6 – Determine si el componente es aceptable para operación. Según el párrafo 4.4.3.2.f.1.a.2: (tam - FCA = 14.85 mm – 3mm = 11.86 mm) > (RFSa tmin =(0.9) 15.75 mm= 14.2 mm) Falso

Según el párrafo 4.4.3.2.f.1.b. (tam - FCA = 14 mm – 3mm = 11 mm) > (max (0.5 t min , 3mm)= 7.9 mm) Verdad

No se satisfacen los criterios de Evaluación de Nivel 2 4.11.3 Problema de Ejemplo 3 – Durante la inspección de un contenedor presurizado se ha encontrado una región de corrosión en una boquilla de cuello soldado Clase 300 de 12 pulgadas. La región corroída incluye la perforación de la boquilla y una porción del recubrimiento cilíndrico del contenedor (ver datos de inspección). El contenedor fue diseñado y construido según el código ASME B&PV, sección VIII, División 1. Determine si la boquilla es apropiada para operación. Información del Contenedor Presurizado Condiciones de Diseño = 185 psig @ 650°F Diámetro Interno del Recubrimiento = 60 pulgadas Grosor del Recubrimiento = 0.60 pulgadas Material del recubrimiento = SA 516 Grado 70 Eficiencia de la Soldadura = 1.0 FCA del recubrimiento = 0.125 pulgadas Diámetro interno de la Boquilla = 12.0 pulgadas Grosor de la Boquilla = 1.375 pulgadas Material de la Boquilla = SA 105 Eficiencia de la soldadura en la boquilla = 1.0 FCA de la Boquilla = 0.125 pulgadas Material de la almohadilla de refuerzo = SA 516 Grado 70

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4- 42

Datos de Inspección A continuación se muestra un esquema de la boquilla y de la pérdida de metal.

4.11.4 Zona de Refuerzo 4.11.5

Pérdida de metal Almohadilla de Refuerzo

De los datos de inspección El grosor de recubrimiento promedio en la zona de refuerzo de la boquilla es 0.50 pulgadas. El grosor promedio de la boquilla en la zona de refuerzo es 0.90 pulgadas. La corrosión es uniforme para cada plano de inspección. El grosor para el recubrimiento y la boquilla a usarse en la evaluación fueron determinados prorrateando los grosores en la zona de refuerzo de la boquilla (ver párrafo 4.4.3.3.c.1 y figura 4.9).

Realice una evaluación Nivel 2 porque la corrosión está en una discontinuidad estructural mayor De los datos de inspección t boquillaam = 0.90 trecubrimientoam = 0.50

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4- 43

Grosor requerido del recubrimiento: LOSSs = 0.60” – 0.50” = 0.10” tr = (185 psig)(30” + 0.10” + 0.125”) tr = = 0.3216” (17500 psi)(1.0) – 0.6 (185 psig)

Grosor requerido de la boquilla: LOSSs = 1.375” – 0.90” = 0.475” (185 psig)(6” + 0.475” + 0.125”) tr =

= 0.0702” (17500 psi)(1.0) – 0.6 (185 psig)

Revise el refuerzo de la boquilla (ver apéndice A): Área requerida: dc = 12.0” +(1.375” – 0.90” + 0.125”) = 13.2 F = 1.0 f r1 = 1.0 B= 0.0 A = (13.2”)(0.3216”)(1.0) = 4.245 in 2 Área disponible: f r2 = 1.0 f r3 = 1.0 f r4 = 1.0 cs = 0.6” – 0.50” +0.125” = 0.225” cn = 1.375” – 0.90” + 0.125” = 0.60” wn = 0.375” w p = 0.375” D p = 18” Te = 0.50” H = 0.0 A3 = 0.0 y A 43 = 0.0 (13.2){1.0(0.60” – 0.225”) – 1.0 (0.3216”)}- 0.0, A1 = max

2{0.60” + 1.375” – 0.225”- 0.60”}{1.0(0.60”- 0.0225”) – 1.0 (0.3216)} –0.0 5 (1.375 - 0.60” – 0.0702”) (1.0)(0.60” – 0.225”),

A1 = min

=0.705 in 2

2{1.375” – 0.60” – 0.0702”}{2.5(1.375”- 0.60”) + 0.50”} –0.0

=1.322 in 2

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A41 = (0.375”)2 (1.0) = 0.141 in 2 A42 = (0.375”)2 (1.0) = 0.141 in 2 A5 = (18.0” – 13.2” – 2{1.375”- 0.60”})(0.50”)(1.0) = 1.625 in 2 Revisión del Refuerzo: A1 + A2 + A41 + A42 + A5 ≥ A (0-705 in2 + 1.322 in 2 +0.141in2 +0.141in2 + 1.625in 2 = 3.93in2) ≥ (A= 4.245in2) Resultados de los análisis: No se satisface el cálculo de refuerzo del área según el código de construcción original, usando los grosores promedio para el recubrimiento y la boquilla en la zona de refuerzo de la boquilla. Se puede establecer una presión aceptable utilizando las ecuaciones anteriores con un procedimiento iterativo (asumir una presión, unas áreas de cómputo, realizar una revisión de área y continuar hasta que el área requerida se ajuste al área disponible), Con el propósito de determinar si este componente es aceptable para las condiciones de diseño establecidas, se debe realizar una Evaluación de Nivel 3.

No se satisfacen los criterios de Evaluación Nivel 2 4.11.4 Problema de Ejemplo 4 – Durante la inspección se ha encontrado corrosión en el recubrimiento cilíndrico de un intercambiador de calor. Más adelante se proporcionan los datos del intercambiador y los detalles pertinentes. El intercambiador de calor fue diseñado y construido según el Código ASME B&PV, sección VIII, División. Información del Contenedor Presurizado Condiciones de Diseño Diámetro Interno del Recubrimiento Grosor Nominal Pérdida de Metal Provisión de Corrosión Material Eficiencia de la soldadura

= 3.85 MPa @ 380°C = 484 mm = 16 mm = 3 mm = 2 mm = SA 516 Grado 60 = 1.0

Datos de Inspección Con base en una inspección visual, la pérdida por corrosión se caracterizó como general, y se utilizarán lecturas de grosor puntuales en la evaluación (ver párrafo 4.3.3.1 y 4.3.3.2.). Datos de Inspección- Lecturas de grosor puntuales Número de Lectura de Grosor 1 2 3 4 5 6 7 8

Lectura de Grosor t 13 12 11 13 10 12 11 12

(t- FCA)

(t- FCA) 2

11 10 9 11 8 10 9 10

121 100 81 121 64 100 81 100

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13 13 11 12 12 13 13 ---

10 11 12 13 14 15 ---

11 11 9 10 10 11 11 S 1 = 151

121 121 81 100 100 121 121 S2 = 1533

Realice una Evaluación de Nivel 1 según el párrafo 4.4.2. Paso- 1 Calcule el grosor mínimo requerido (ver apéndice A). tCmin

3.85 MPa (242 mm + 2 mm + 3 mm) =

=

0.492”

96.196 MPa (1.0) – 0.6 (3.85 MPa) 3.85 MPa (242 mm + 2 mm + 3 mm)

tLmin =

= 4.90 mm 2 (96.196 MPa (1.0) + 0.4 (3.85 MPa)

tmin = max (10.13 mm, 4.90 mm) = 10.13 mm Paso 2- Se tomarán lecturas de grosor puntuales, el inspector determina la ubicación de las lecturas con base en un examen visual. El COV se determina empleando la tabla 4.3. tmm- FCA = 10mm S1 Tam – FCA =

151 =

N S2 tSD =

= 10.0667 mm 15

- (tam- FCA) 2

N

COV =

N

0.5

= N-1

tSD

1533

-(10.0667) 2

15

15

0.5

=0.9608 15-1

0.9608 mm =

tam - FCA

= 0.095 o 9.5% 10.0667 mm

El (COV = 9.5%) < 10%; por lo tanto el grosor a ser usado en el cálculo es el grosor promedio de la distribución de grosores, o tam – FCA = 10.07 mm Los pasos 3, 4 y 5- Estos pasos no son requeridos si se utilizan lecturas de grosor puntuales en la evaluación. Paso 6- Determine si el componente es aceptable para operación Según el párrafo 4.4.2.2.f.2..

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4- 46


(tsam – FCA = 10.07 mm) ≥ (tCmin = 10.13 mm)

Falso

(tcam – FCA = 10.07 mm) ≥ (tLmin = 4.90 mm)

Verdad

Según el párrafo 4.4.2.1.f.2 (tmm - FCA = 8 mm) ≥ (max (0.5 tmin , 2mm) = 5.06 mm) Verdad

No se satisfacen los criterios para la Evaluación Nivel 1 Realice una evaluación Nivel 2 Los pasos 1 a 5 son los mismos que para el nivel 1. Paso 6- Determine si el componente es aceptable para operación Según párrafo 4.4.3.2.f.1.a.1 (tsam – FCA = 10.07 mm) ≥ (RSFa tCmin = (0.9) 10.13 mm = 9.17 mm)

verdad

(tcam – FCA = 10.07 mm) ≥ (RSFa tLmin = (0.9) 4.90 mm = 4.41 mm)

Verdad

Según párrafo 4.4.3.2.f.1.b (tmm - FCA = 8 mm) ≥ (max (0.5 tmin , 2mm) = 5.06 mm) Verdad

Se satisfacen los criterios de Evaluación Nivel 2

SECCIÓN 5- Evaluación de la Pérdida Local de Metal (Enero, 2000)

5.1

Generalidades

5.1.1

En esta sección se proporcionan los procedimientos de evaluación FFS para componentes presurizados sometidos a pérdida local de metal resultante de la corrosión / erosión o el daño mecánico. Además estos procedimientos también pueden ser empleados para evaluara regiones de pérdida local de metal resultante de fallas en forma de grietas. Los procedimientos de igual manera pueden ser usados para calificar un componente para servicio continuo o para recalibración. En la figura 5.1 aparece un flujograma para los procedimientos de evaluación para la pérdida local de metal.

5.1.2

Los procedimientos de evaluación de esta sección son para el análisis de pérdida local de metal mientras que los procedimientos de la sección 4 son para la pérdida general de metal. La metodología mostrada en la sección 4., figura 4.2, se puede emplear para determinar si se usan los procedimientos de la sección 4 o de la sección 5. Para la mayoría de evaluaciones, se recomienda realizar primero una valoración usando la sección 4. Los procedimientos para evaluar la pérdida local de metal en esta sección sólo pueden ser establecidos usando perfiles de grosor porque se requiere el tamaño de la región de pérdida de metal y los datos de grosor para la evaluación.

5.1.3

El daño asociado con la picadura y el ampollamiento también puede ser evaluado usando los procedimientos de esta sección en conjunto con los procedimientos de las secciones 6 y 7, respectivamente.

5.2


5.2.1

Los procedimientos en esta sección puede ser usados para evaluar componentes sometidos a pérdida local de metal resultante de la corrosión/erosión, daño mecánico o agrietamiento que exceda la provisión de corrosión antes de la siguiente inspección requerida. La pérdida local de metal puede ocurrir en la parte interna o externa del componente.

5.2.1.1 El tipo de fallas caracterizadas como pérdida local de metal se definen a continuación: a.

Área adelgazada localmente (LTA)- pérdida local de metal en la superficie del componente; la longitud de una región de pérdida de metal es del mismo orden de magnitud que el ancho,

b. Falla en forma de grieta- las siguientes fallas están incluidas en esta categoría; puede estar presente un radio agudo en la base de la falla. 1. Ranura- punto local delgado alargado, causado por erosión o corrosión direccional; la longitud de la pérdida de metal es significativamente mayor que el ancho. 2. Acanaladura- Remoción alargada o reubicación mecánica del material en la superficie de un componente que causa una reducción en el grosor de la pared al lado del defecto; la longitud de la acanaladura es mucho mayor que el ancho y el material puede haber sido trabajado en frío en la formación de la falla. Las acanaladuras generalmente son causadas por daño mecánico, por ejemplo, la abolladura o acanaladura de una sección de tubo ocasionada por equipo mecánico durante la excavación de un poliducto (ver sección 8, figura 8.9)

5.2.1.2 La geometría asociada con la pérdida local de metal puede contener una región con una hendidura aguda. Las hendiduras son comunes en la base de las fallas en forma de grietas, y también pueden estar presentes en una región de la LTA. La severidad de la hendidura y su efecto en la capacidad de transporte de carga del componente pueden ser caracterizados por un radio local, por el esfuerzo aplicado, por la geometría de falla general y del componente y por el esfuerzo de flujo y dureza del material. Los procedimientos de evaluación Nivel 2 en esta sección incluyen una provisión para evaluar los efectos de una hendidura. 5.2.2

Se proporcionan métodos de cálculo para recalibrar el componente si no se satisfacen los criterios de aceptación de esta sección. Para componentes presurizados (contenedores presurizados y tubería), se pueden utilizar métodos de cálculo para hallar una presión de trabajo máxima permisible (MAWP) y una temperatura coincidente. Para componentes de tanque, los métodos de cálculo pueden ser empleados para determinar una altura de llenado máxima reducida (MFH).

5.2.3

Más adelante se analizan algunos detalles específicos pertinentes a la aplicabilidad y limitaciones de cada uno de los procedimientos de evaluación.

5.2.3.1 Los procedimientos de evaluación nivel y 2 en esta sección, aplican únicamente si se satisfacen los siguientes criterios: a.

Los criterios del diseño original estaban de acuerdo con un código o estándar reconocidos (ver sección 1, párrafos 1.2.2 o 1.2.3)

b. El componente no está funcionando en un régimen de plastodeformación (ver sección 4, párrafo 4.2.3.1.b) c.

Se considera que el material tiene suficiente dureza. Si el usuario no está seguro acerca de la dureza, se debe realizar una evaluación con la sección 3. Si el componente está sometido a fragilización durante la operación debido a la temperatura o el ambiente del proceso, se debe realizar una evaluación nivel 3. Las condiciones de temperatura y proceso que producen fragilización de material se presentan en el apéndice G, párrafo G.3.6.4.

d. El componente no está en servicio cíclico (ver sección 4, párrafo 4.2.3.1.d) e.

El componente en evaluación no contiene fallas en forma de grietas. Si hay grietas, se deben utilizar los procedimientos de evaluación en la sección 9.

f.

El componente en evaluación tiene una ecuación de diseño que específicamente relaciona presión (o la altura de llenado de líquido para los tanques) y otras cargas, con un grosor de pared requerido (ver sección 4, párrafo 4.2.3.1.f). Sin embargo, si el componente está sometido a presión externa o si el metal está localizado en la región de articulación de una cabeza elíptica (por fuera de la región 0.8D), se requiere una evaluación nivel 3

g. El procedimiento de evaluación nivel 2 para los componentes que no tengan una ecuación de diseño que relacione específicamente presión y otras cargas con un grosor de pared requerido, se limita a los componentes relacionados en la sección 4, párrafo 4.2.3.1.g) h. Se deben satisfacer las siguientes limitaciones sobre cargas aplicadas cuando se utilizan los procedimientos de evaluación de esta sección. 



Evaluación de Nivel 1- los componentes relacionados en la sección 4, párrafo 4.2.3.1.f sometidos a presión interna. Evaluación nivel 2.- los componentes relacionados en la sección 4, párrafo 4.2.3.1.f sometidos a presión interna; cilindros sometidos a presión interna y cargas complementarias (ver apéndice A, párrafo A.2.6); los componentes relacionados en la sección 4, párrafo 4.2.3.1.g sometidos a presión interna o externa y cargas complementarias.

5.2.3.2 Se puede realizar una evaluación de nivel 3 cuando los procedimientos del nivel 1 y 2 no aplican, o cuando estos niveles de evaluación producen resultados conservadores (no permitirían la operación en las condiciones actuales de diseño). En la sección 4, párrafo 4.2.3.2. se presentan ejemplos. Además a continuación se proporcionan algunos ejemplos basados en normas y limitaciones específicas de esta sección. a.

La pérdida de metal está localizada en la región de articulación de cabezas elípticas (fuera de la región 0.8D), de cabezas torisféricas y toricónicas, o en transiciones cónicas.

b. El componente está sometido a presión externa. 5.2.4

Los procedimientos de evaluación de esta sección pueden ser usados para evaluar una región de pérdida local de metal que se forme al retirar una falla en forma de grieta mediante esmerilado.

5.3


5.3.1

Datos de Diseño del Equipo Original En la sección 2, párrafo 2.3.1 se proporciona una vista general de los datos del equipo original, requeridos para la evaluación. Estos datos pueden ser ingresados de la manera explicada en la sección 2, tabla 2.2, y tabla 5.1 para cada componente en evaluación.

5.3.2

Historia de Mantenimiento y Operación En la sección 2, párrafo 2.3.2 se proporciona una vista general de la historia de mantenimiento y operación requerida para la evaluación.

5.3.3

Datos/ Mediciones Requeridos par una Evaluación FFS

5.3.3.1 Para evaluar la corrosión/ erosión general, se requieren lecturas de grosor sobre el componente en el área donde ha ocurrido la pérdida de metal. Si la pérdida de metal es menor que la provisión de corrosión/erosión especificada y hay un grosor adecuado para la provisión de corrosión futura, sólo se requiere registrar la información. 5.3.3.2 Se requiere la siguiente información para evaluaciones nivel 1 y nivel 2. a.

Perfiles de grosor- Se debe identificar la región de pérdida de metal sobre el componente y se deben establecer los planos de inspección para registrar los datos de grosor. Con base en esto planos de inspección, se pueden establecer los perfiles de grosor crítico (CTP) y el grosor mínimo medido, t mm, par los tipos de falla que aparecen a continuación, utilizando los procedimientos de la sección 4, párrafo 4.3.3.3. 1. LTA- Se debe establecer una rejilla para obtener las lecturas de grosor y determinar el CTP en las direcciones longitudinal y circunferencial. 2. Fallas en Forma de Grietas – Para fallas en forma de grietas orientadas en las direcciones longitudinal y circunferencial, se puede utilizar una rejilla similar a la utilizada para una LTA. Para todas las orientaciones de las fallas en forma de grieta, los planos de inspección de la rejilla se deben localizar paralelos y perpendiculares a la ranura.

b. Dimensiones de la Falla- Se pueden utilizar los siguientes procedimientos para establecer las dimensiones de la falla.

1. LTA- las dimensiones relevantes son s y c (ver figura 5.2) que se definen como las dimensiones longitudinal y circunferencial, respectivamente, de la extensión de la pérdida local de metal con base en el CTP correspondiente. El CTP se determina utilizando el procedimiento de la sección 4, párrafo 4.3.3.3. Observe que en los procedimientos de evaluación de nivel 1 y nivel 2, el parámetro c se define como el grosor actual (grosor nominal menos la pérdida de metal conocida en el momento de la inspección) menos la provisión de corrosión futura. 2. Falla en Forma de Grieta- Los parámetros relevantes son las dimensiones g l, gw, gr , y ß que definen la longitud, el ancho, el radio y la orientación de la falla en forma de grieta, respectivamente (ver figuras 5.3 y 5.4). Las dimensiones g l y gw están basadas en la CTP correspondiente, medida paralelo y normal a la ranura. En los procedimientos de evaluación de nivel 1 y nivel 2, la falla en forma de grieta es tratada como una LTA equivalente con s= gl y c= g w. En una evaluación nivel 2, c se redefine como se describe en subpárrafo (1). Para cilindros y conos, si la ranura está orientada en ángulo con el eje longitudinal, entonces el perfil de la falla puede ser proyectado en los planos longitudinal y circunferencial utilizando las siguientes ecuaciones para establecer las dimensiones LTA equivalentes (ver figura 5.4)

c.

s= gl cos ß para ß < 90 grados

(5.1)

c= gl sen ß para ß < 90 grados

(5.2)

Espaciamiento de la discontinuidad estructural mayor- Se debe determinar la distancia de la falla a la discontinuidad estructural mayor más cercana (ver figura 5.5)

d. Datos de la geometría del contenedor- la información requerida depende del tipo de recubrimiento según lo resumen los párrafos 5.4.2. y 5.4.3. para las evaluaciones de nivel 1 y 2, respectivamente. e.

Datos de Propiedades del Material- la información requerida depende del tipo de recubrimiento según lo resumen los párrafos 5.4.2. y 5.4.3. para las evaluaciones de nivel 1 y 2, respectivamente.

5.3.3.3 La información requerida para realizar una evaluación de nivel 3 depende del método de análisis utilizado. En general, se puede utilizar un procedimiento de carga límite para establecer unas condiciones de operación aceptables. Para este tipo de análisis se debe obtener una descripción de la pérdida local de metal incluyendo el tamaño y los perfiles de grosor (similar a la requerida para una evaluación de nivel 2), junto con la resistencia máxima a la tracción del material (ver párrafo 5.4.4)

5.3.4

Recomendaciones para la Técnica de Inspección y los Requisitos de Dimensionamiento

5.3.4.1 En la sección 4, párrafo 4.3.4. se cubren las recomendaciones para obtener las mediciones de grosor con el fin de caracterizar la pérdida local de metal. 5.3.4.2 El radio en la base de la falla en forma de grieta puede ser establecido utilizando un calibrador de perfil. Alternativamente, se puede hacer un molde de la falla usando arcilla o un material similar y el radio se puede determinar directamente del molde. 5.3.4.3 Además de las lecturas de grosor para establecer los perfiles de grosor , se recomienda el siguiente examen: a.

Se deben examinar todos los cordones de soldadura dentro de una “caja de 2s x 2c” (ver figura 5.2), y la superficie completa de la falla utilizando las técnicas de Partículas Magnéticas (MT) o la de Tintura Penetrante (PT),

b. Cualquier porción de un cordón de soldadura dentro de una “caja de 2s x 2c” (ver figura 5.2), con un grosor menor que el grosor requerido, tmin, debe ser examinada volumétricamente con técnicas radiográficas (RT) o ultrasónicas (UT), y c.

Si se encuentran fallas en forma de grietas o porosidades que no se ajusten a los criterios de aceptación del código de construcción original, se deben reparar o se debe realizar una Evaluación Nivel 3.

5.4


5.4.1

Generalidades

5.4.1.1 Si la pérdida de metal es menor que la provisión de corrosión/ erosión especificada y hay un grosor adecuado disponible para la provisión de corrosión futura, sólo se requiere registrar la información: de otra manera se requiere una evaluación. 5.4.1.2 En la figura 5.1 se proporciona una vista general de los niveles de evaluación. Las evaluaciones nivel 1 se limitan a componentes cubiertos por un código o estándar reconocidos que tengan una ecuación de diseño que relacione específicamente presión con grosor requerido de pared. La única carga considerada es la presión interna, y se utilizan una lectura de grosor y una o dos dimensiones de área de superficie, para caracterizar la pérdida local de metal. Las evaluaciones nivel 2 pueden ser empleadas para evaluar componentes que no satisfagan los criterios del nivel 1. Las normas de la evaluación nivel 2 ofrecen un mejor cálculo de la integridad estructural de un componente cuando ocurren variaciones significativas en el perfil de grosor dentro de una región de pérdida de metal. Se considera una carga más general y se proporcionan normas para la evaluación de pérdida local de metal en una conexión de boquilla. Las evaluaciones nivel 3 pueden ser usadas para evaluar componentes que no sean cubiertas o no pasen una evaluación nivel 1 o nivel 2. Las normas de la evaluación de nivel 3 tienen como propósito evaluar regiones más complejas de corrosión / erosión localizadas, y componentes con detalles donde sólo se proporcionan normas de diseño limitadas en el código o estándar de construcción originales. Normalmente se utilizan técnicas de análisis de esfuerzo numéricas en la evaluación de nivel 3.

5.4.2


5.4.2.1 Los procedimientos de evaluación nivel 1 pueden ser usados para valorar componentes con pérdida local de metal sujeta a presión interna. Los procedimientos pueden ser empleados para determinar la aceptabilidad o recalibrar un componente con una falla. Si hay variaciones significativas a lo largo de una falla o si una red de fallas tiene poco espaciamiento, este procedimiento puede producir resultados conservadores, y se recomendaría una evaluación de nivel 2. 5.4.2.2 El siguiente procedimiento de evaluación puede ser empleado para valorar los componentes descritos en el párrafo 5.2.3.1.f sujetos a las cargas descritas en el párrafo 5.2.3.1.h. Si se encuentra que la falla es inaceptable, el procedimiento puede ser empleado para establecer nuevas MAWP o MFH. a.

Paso 1. – Determine los perfiles de Grosor Crítico (ver párrafo 5.3.3.2.) y los siguientes parámetros: D

FCA gr

= Diámetro interior del cilindro, cono (en la ubicación de la falla), esfera o cabeza formada; para la sección central de una cabeza elíptica se utiliza un diámetro interior equivalente K cDc donde Dc es el diámetro interior de la pestaña recta de la cabeza y K c es un factor definido en el Apéndice A, párrafo A.3.6; para la sección central de una cabeza torisférica se utiliza dos veces el radio de la corona de la cabeza esférica (mm) = Provisión de Corrosión Futura (mm) = Radio en la base de una falla en forma de grieta (mm)

Lmsd

= Distancia del borde de la región de pérdida local de metal en investigación a la discontinuidad estructural mayor más cercana (mm) = Presión de Trabajo Máxima Permisible (ver apéndice A, párrafo A.2), (Map: psig), = Altura Máxima de Llenado del tanque, puede ser calculada (ver apéndice A, párrafo A.2 (m: pies), y = Factor de Resistencia Remanente Permisible (ver sección 2, párrafo 2.4.2.2)

MAWP MFH RSFa

b. Paso 2- Determine el grosor mínimo requerido, t min, (ver apéndice A, párrafo A.2). c.

Paso 3- Determine el grosor mínimo medido, tmm, la proporción de grosor remanente, Rt, utilizando la ecuación (5.3), la dimensión de la falla, s, (ver párrafo 5.3.3.2.b) y el parámetro del recubrimiento, λ, usando la e cuación (5.4). tmm – FCA R t = (5.3) tmin 1.285s

λ=

(5.4)

√ Dtmin

d. Paso 4- Revise los criterios de tamaño limitante de falla; si se satisfacen los siguientes requerimientos, prosiga con el paso 5; de otra manera, la falla no es aceptable según el procedimiento de Evaluación Nivel 1.

e.

R t ≥ 0.20

(5.5)

tmm – FCA ≥ 2.5 mm (0.10 pulg.)

(5.6)

Lmsd ≥ 1.8 √ Dtmin

(5.7)

Paso 5- Si la región de pérdida de metal está categorizada como LTA (no está presente una ranura o acanaladura en la LTA), entonces prosiga con el paso 6; de otra manera, revise los siguientes criterios para una falla en forma de grieta (ver figura 5.3) 1. Paso 5.1 – Calcule el radio crítico de ranura, g cr , usando la siguiente ecuación: gcr = max (0.25 t min, 6.4 mm (0.25 pulg)) 2. Paso 5.2- Si se satisfacen las dos ecuaciones siguientes, prosiga con el paso 5.3; de otra manera, prosiga con el paso 5.7 gr ≥ gcr gr (1- R t) tmin

(5.8)

≥ 1.0

(5.9)

3. Paso 5.3- Si la falla está categorizada como ranura, entonces prosiga con el paso 5.6. De otra manera, caracterice la falla como acanaladura y determine la Temperatura Crítica de Exposición, CET, con base en las condiciones de operación y diseño (ver sección 3, párrafo 3.1.3 )

4. Paso 5.4 – Determine la temperatura permisible, MAT, usando la sección 3, figura 3.3. Para utilizar esta figura se debe conocer el grosor de la placa que contiene la acanaladura y la especificación del material (si no se conoce la especificación del material, se debe usar la Curva A de la figura 3.3). Por ejemplo, para una placa con un grosor de 25.4 mm de material SA 285 Grado B (material Curva B basado en la información de la sección 3, tabla 3.3.) MAT= -1°C (30°F) 5. Paso 5.5- Si CET ≥ MAT + 14°C (MAT + 25°F), entonces prosiga con el paso 5.6; de otra manera, prosiga con el paso 5.7. 6. Paso 5.6 – Prosiga con el paso 6 (procedimiento de evaluación nivel 1 o nivel 2, según aplique) y complete la evaluación. 7. Paso 5.7- La falla en forma de grieta no es aceptable según el procedimiento de evaluación de nivel 2. Alternativamente, la falla en forma de grieta puede ser evaluada como equivalente usando los criterios de evaluación de nivel 1 en la sección 9. En esta evaluación, se deben usar la profundidad y la longitud máximas de la grieta para determinar la falla equivalente. f.

Paso 6- alimente la figura 5.6 con los valores calculados de λ y Rt. Si el punto definido por la intersección de estos valores está en o encima de y a la izquierda de la curva, entonces la extensión longitudinal de la falla es aceptable según el nivel 1. Si el punto es inaceptable, entonces el componente puede ser recalibrado usando las ecuaciones de la sección 2, párrafo 2.4.2.2. con el factor de resistencia remanente computado como se muestra más adelante, o con las recomendaciones proporcionadas en el párrafo 5.4.2.3. Si el componente es un recubrimiento cilíndrico, cónico o un codo, entonces continúe con el paso 7 para evaluar la extensión circunferencial de la falla. De otra manera, la evaluación está completa. R t

RSF =

(5.11)

1 1 Mt

- (1-R t)

Donde, Mt = (1 +0.48 λ2)0.5

(5.12)

g. Paso 7- Para recubrimientos cilíndricos y cónicos, evalúe la extensión circunferencial de la falla utilizando la figura 5.7. Para evaluar la extensión circunferencial de la falla, alimente la figura 5.7 con los valores calculados de c/D y Rt. Si el punto definido por la intersección de estos valores está en o por encima de la curva en esta figura, entonces la extensión circunferencial de la falla es aceptable; de otra manera, esta extensión es inaceptable. 5.4.2.3 Si el componente no se ajusta a los requerimientos de la Evaluación Nivel 1, entonces se puede considerar lo siguiente: a.

Recalibre, reemplace o retire el componente.

b. Ajuste FCA aplicando técnicas correctivas ( ver sección 4, párrafo 4.6)

c.

Ajuste el factor de eficiencia de la soldadura, E, realizando un examen adicional y repita la evaluación (ver sección 4, párrafo 4.4.2.2.c).

d. Realice una evaluación nivel 2 o nivel 3.

5.4.3

Evaluación Nivel 2

5.4.3.1 Los procedimientos de evaluación en el nivel 2 proporcionan un cálculo mejor del Factor de Resistencia Remanente que el computado en el nivel 1, para la pérdida local de metal en un componente sometido a carga de presión interna si existen variaciones significativas en el perfil de grosor. Estos procedimientos tienen en cuenta los efectos del refuerzo local del grosor de pared variante en la región de la pérdida local de metal y garantizan que se identifique el ligamento más débil y se evalúe adecuadamente. Los procedimientos también pueden ser usados directamente para evaluar las regiones cercanas de pérdida local de metal, y para evaluar recubrimientos cilíndricos y cónicos con cargas complementarias. 5.4.3.2 El siguiente procedimiento de evaluación puede ser empleado para valorar los componentes descritos en el párrafo 5.2.3.1.f sometidos a las cargas definidas en el párrafo 5.2.3.1.h. Si se encuentra que la falla es inaceptable, se puede utilizar el procedimiento para establecer nuevas MAWP o MFH. a.

Paso 1. – Determine los perfiles de Grosor Crítico (ver párrafo 5.3.3.2.) y los parámetros del párrafo 5.4.2.2.a.

b. Paso 2- Determine el grosor mínimo requerido, t min, incluyendo el grosor requerido para cargas complementarias (ver apéndice A, párrafo A.2). c.

Paso 3- Determine el grosor mínimo medido, tmm, la proporción de grosor remanente, Rt, utilizando la ecuación (5.3), la dimensión de la falla, s, (ver párrafo 5.3.3.2.) y el parámetro del recubrimiento, λ, usando la ecuaci ón (5.4).

d. Paso 4- Revise los criterios de tamaño limitante de falla del párrafo 5.4.2.2.d Además, la longitud de la falla debe satisfacer la relación:λ ≤ 5.0.; si se satisfacen todos estos requerimientos, prosiga con el paso 5; de otra manera, la falla no es aceptable según el procedimiento de Evaluación Nivel 2. e.

Paso 5- Si la región de pérdida de metal está categorizada como LTA (no está presente una ranura o acanaladura en la LTA), entonces prosiga con el paso 6; de otra manera, revise los criterios para una falla en forma de grieta del párrafo 5.4.2.2.e para continuar la evaluación.

f.

Paso 6- Determine el factor de Resistencia Remanente para el CTP longitudinal. Si hay variaciones significativas en le perfil de grosor, entonces se puede utilizar el siguiente procedimiento para computar un valor menos conservador para RFS al compararlo con los procedimientos de nivel 1. 1. Paso 6.1 – Organice las lecturas de grosor en orden ascendente basado en la pérdida de metal. 2. Paso 6.2 – tome el punto de arranque de la evaluación inicial como la ubicación de máxima pérdida de metal, esta es la ubicación en el perfil de grosor donde se registró t mm. Los puntos de arranque subsiguientes deben estar de acuerdo con la organización del paso 6.1. 3. Paso 6.3 – En el punto de arranque de la evaluación actual, subdivida el perfil de grosor en una serie de subsecciones (ver figura 5.8). Se debe elegir el número y la extensión de las subsecciones con base en la precisión y se deben contemplar las variaciones en la pérdida de metal.

4. Paso 6.4- Para cada subsección, compute el Factor de Resistencia Remanente utilizando la siguiente ecuación. Alternativamente, el Factor de Resistencia Remanente puede ser calculado empleando las ecuaciones del apéndice D, párrafo D.2.3.3. donde RFS 1 =1.0/ (Ms NS)i Ai 1-

Aio

1

RFS = 1-

1

Ai

Mit

Aio

(5.13)

con,

Donde, Ai Aio Mit si λi

= Área de pérdida de metal con base en s i incluyendo el efecto de FCA (ver figura 5.8) (mm 2) = Área de metal original basada en s i (mm2) = Factor folias (ver apéndice D, párrafo D.2.3) para una falla que atraviese la pared calculada utilizando la Ecuación (5.15) o (5.16), según aplique, con λ = λi , = Incremento de la longitud de pérdida de metal (ver figura 5.8), y = Parámetro de recubrimiento calculado utilizando la Ecuación (5.4) con s= s i.

5. Paso 6.5- Determine el valor mínimo de los Factores de Resistencia Remanente, de RSFi, encontrados en el paso 6.4 para todas las subsecciones (ver figura 5.8). Este es el valor mínimo del Factor de Resistencia Remanente par el punto de evaluación actual. 6. Paso 6.6- Repita los pasos 6.3 a 6.5 de este cálculo para el siguiente punto de evaluación que corresponde a la siguiente ubicación de lectura de grosor en la lista de perfiles de grosor organizados. 7. Paso 6.7- El factor de Resistencia Remanente, RFS, es el valor mínimo determinado para todos los puntos de evaluación.

g. Paso 7- Evalúe la extensión longitudinal (extensión circunferencial o meridional para los recubrimientos esféricos y las cabezas formadas) de la falla. Si RFS ≥ RFS a, entonces la región de pérdida local de metal es aceptable según el nivel 2. Si RFS < RFS a entonces el componente puede ser recalibrado utilizando las ecuaciones de la sección 2, párrafo 2.4.2.2. h. Paso 8- Para los recubrimientos cónicos y cilíndricos, evalúe la extensión circunferencial de la falla empleando los siguientes criterios. Si no hay cargas complementarias o no son significativas, entonces la dimensión circunferencial, c, de la falla determinada a partir del CTP circunferencial debe satisfacer el criterio del párrafo 5.4.2.2.g. Si las cargas complementarias son significativa, entonces la extensión circunferencial de la región de pérdida local de metal debe ser evaluada utilizando los procedimientos del párrafo 5.4.3.3. 5.4.3.3 El procedimiento de evaluación de este párrafo puede ser usado para determinar la aceptabilidad de la extensión circunferencial de una falla en un recubrimiento cilíndrico o cónico sometido a presión o a cargas complementarias. Observe que la aceptabilidad de la extensión longitudinal de la falla se evalúa utilizando el párrafo 5.4.3.2. a.

Cargas complementarias- este tipo de cargas puede dar como resultado una fuerza axial de sección de red, un momento de pandeo y una torsión que se esté aplicando a la sección transversal del cilindro que contiene la falla (ver apéndice A, párrafo A.2.6). Las cargas complementarias dan como resultado tensiones de corte, de pandeo y de membrana longitudinal que actúan sobre la falla, adicionales al esfuerzo de membrana longitudinal y circunferencial causado por la presión. 1. Las cargas complementarias incluidas en la evaluación deben abarcar aquellas que producen efectos controlados por tensión y efectos controlados por carga. Por lo tanto, la fuerza axial de sección de red, el momento de pandeo, y la tensión de torsión y de corte deben ser calculados para los dos casos de carga; peso y peso más temperatura. El caso de carga peso incluye los efectos de la presión, el peso del componente, las cargas ocasionales por el viento y movimientos telúricos, y otras cargas que se puedan considerar como efectos controlados por carga. El caso de peso más carga térmica incluye los resultados del caso de peso más los resultados del caso térmico que incluye el efecto de la temperatura, de los desplazamientos de los soportes y otras cargas que se puedan considerar como efectos controlados por la tensión. 2. Para aquellas situaciones donde no existan resultados de un análisis detallado de esfuerzo, se puede realizar la siguiente modificación al procedimiento en el subpárrafo c. a) Calcule el esfuerzo longitudinal debido a la presión y designe este valor como S tp . b) Reste Stp del esfuerzo permisible para los efectos controlados por la carga, S al, y el esfuerzo permisible para los efectos controlados por tensión, S as . c) Multiplique cada uno de los valores de esfuerzo resultantes obtenidos en el subpárrafo b) por el módulo de sección del tubo en la condición no corroída para obtener el momento de pandeo máximo permisible controlado por carga, M al , y el momento de pandeo controlado por tensión, Mas. d) Calcule el esfuerzo longitudinal en el punto A, σAlm , para los dos casos de carga utilizando la ecuación (5.51) colocando el término de fuerza axial, F, en cero y sustituyendo M al para Mx y My con el fin de obtener el esfuerzo longitudinal máximo controlado por carga, y M as para Mx y My para obtener el esfuerzo longitudinal máximo controlado por tensión. e) Calcule el esfuerzo longitudinal en el punto B, σ Blm , para los dos casos de carga utilizando la ecuación (5.51) colocando el término de fuerza axial, F, en cero y

sustituyendo M al para Mx y My con el fin de obtener el esfuerzo longitudinal máximo controlado por carga, y M as para Mx y My para obtener el esfuerzo longitudinal máximo controlado por tensión.

Prosiga con el paso 5.3 para evaluar los valores de σ Blm y σBlm

f)

g) Al evaluara los resultados en el paso 6, fije el esfuerzo de corte , τ, en cero. b. Requerimientos especiales para sistemas de tubería- deben ser considerados debido la relación entre el grosor del componente, la flexibilidad o rigidez de la tubería y el esfuerzo resultante. 1. Se pueden calcular las fuerzas y los momentos que actúan sobre el plano circunferencial del defecto resultante de las cargas complementarias a partir de una análisis de esfuerzo de la tubería. El modelo utilizado en este análisis debe tener en cuenta los efectos de la pérdida de metal. En la sección 4, párrafo 4.4.3.3.c.3. se proporcionan recomendaciones para el modelamiento de componentes de tubería. Alternativamente, se puede calcular el valor máximo de los momentos utilizando el procedimiento del párrafo 5.4.3.3.a.2. 2. Se requiere de una consideración especial si la pérdida local de metal está localizada en un codo o en un doblez del tubo (ver sección 4, párrafo .4.4.4.4) En algunos casos, se hace necesaria una evaluación nivel 3 utilizando un análisis detallado de esfuerzo realizado usando elementos del recubrimiento o el continuum. c.

Procedimiento de Evaluación- si la pérdida de metal en el plano circunferencial puede ser aproximada por una sola área (ver figura 5.9), entonces se puede utilizar el siguiente procedimiento para evaluar los esfuerzos de membrana permisible, de pandeo y de corte resultantes de la presión y de las cargas complementarias. Si la pérdida de metal en el plano circunferencial está compuesta de varias regiones distintivas, entonces una aproximación conservadores es definir una región continúa de pérdida de metal que abarque todas estas regiones (como alternativa, ver el subpárrafo d) 1. Paso 1-Determine el perfil de grosor crítico en la dirección circunferencial (ver párrafo 5.3.3.2) y los siguientes parámetros: c

=Extensión circunferencial de la falla (ver figura 5.9); la longitud circunferencial de la falla está basada en una región de pérdida local de metal con un grosor menor que el grosor actual t menos FCA (ver figurar 5.9, donde t generalmente es el grosor nominal menos la pérdida de metal)

Di

= Diámetro interior del cilindro, corregido para la pérdida de metal y la provisión de corrosión futura.

Do

= Diámetro exterior del cilindro, corregido para la pérdida de metal y la provisión de corrosión futura.

FCA

= Provisión de corrosión futura aplicada a la región de pérdida local de metal

tmm

= Grosor de pared mínimo medido determinado a partir del perfil de grosor crítico, y

σys

= Esfuerzo de tracción mínimo especificado (ver apéndice F), (MPa:psi)

2. Paso 2- Para el plano de inspección circunferencial que se está evaluando, aproxime la extensión circunferencial de pérdida de metal en el plano en evaluación igual que una figura rectangular (ver figura 5.9)

Para una región de pérdida local de metal localizada en la superficie interna, Df = D0 – 2 (tmm – FCA) Y para una región de pérdida local de metal ubicada en la superficie externa: Df = Di + 2 (t mm – FCA) La extensión angular circunferencial de la región de pérdida local de metal es:

θ =

c

180

Df

π

( θ en grados)

3. Paso 3- Determine el factor de resistencia remanente, RSF, la presión de trabajo máxima permisible, MAWP r , y cargas complementarias en el plano circunferencial. El factor de resistencia remanente y la presión máxima permisible para la región de pérdida local de metal pueden ser establecidos usando los procedimientos en el párrafo 5.4.3.2. Las cargas complementarias se determinan de acuerdo con los párrafos 5.4.3.3.a y 5.4.3.3.b. 4. Paso 4- Para las cargas complementarias determinadas en el paso 3, compute los componentes de momento de pandeo longitudinal resultantes (ej. Excluyendo la torsión) en el plano de defecto relativo a la región de pérdida de metal como aparece en la figura 5.9. Esto se debe hacer para los casos de carga peso y peso más temperatura 5. Paso 5- Compute el esfuerzo de la membrana longitudinal de sección máxima para ambos casos en el centro de la extensión circunferencial de la región de pérdida local de metal ( punto A en la figura 5.10) a) Paso 5.1- compute las propiedades de la sección de un cilindro sin una región de pérdida local de metal.

π Aa =

4

π Am =

4

Df 2

(5.20)

Do2 – Di2

(5.21)

π IX = I X =

64

D o2 – Di2

Donde, se han definido variables previamente, y Aa = Sección transversal de apertura del cilindro (mm 2) Am = Sección transversal de metal del cilindro (mm 2) Ix = Momento de inercia del cilindro (mm 4) Iy = Momento de inercia del cilindro (mm 4)

(5.22)

b) Paso 5.2- Compute las propiedades de la sección de un cilindro con pérdida local de metal. Para una pérdida local de metal ubicada en la superficie interior:

θ Af =

Df 2 – Di2

4

Aw = Aa + Af

ŷ =

(5.24)

sen θ (Df 3 – Di3 )

1 12

(5.26)

Do (5.27) 2 Do

xB =

(5.25)

Am + Af

xA = 0.0

yA = ŷ

(5.23)

2

sen θ

(5.28)

Para una región de pérdida local de metal ubicada en la superficie exterior:

Con

Donde se han definido previamente las variables y, Af At Atf Aw b c d Df Lξ L

= Área transversal de la región de pérdida local de metal (el área no sombreada rotulada “pérdida local de metal” en la figura 5.10), = Área principal para computar el esfuerzo de torsión para la región de la sección transversal sin pérdida de metal (mm 2) = Área principal para computar el esfuerzo de torsión para la región de la sección transversal con pérdida de metal (mm 2) = Area efectiva sobre la que actúa la presión (mm 2), = Ubicación del centroide del área A w, medido desde el eje x-x. (mm) = Extensión circunferencial de la región de pérdida local de metal (ver figura 5.9) (mm) = Profundidad máxima de la región de pérdida local de metal (mm) = Diámetro en la base de la región de pérdida local de metal (ver figura 5.10) (mm) = Momento de inercia de la sección transversal con la región de pérdida local de metal cerca del eje ξ (ver figura 5.10)(mm 4) = Momento de inercia de la sección transversal con la región de pérdida local de metal cerca del eje  (ver figura 5.10)(mm 4)

ILX ILY R XA XB YA YB

 LX θ

= Momento de inercia del área Af cerca de un eje x- local (ver figura 5.10) (mm4) = Momento de inercia del área Af cerca de un eje y- local (ver figura 5.10) (mm4) = Radio exterior del área Af (mm), = Distancia a lo largo del eje x hasta el punto A en la sección transversal mostrada en la figura 5.10 (mm) = Distancia a lo largo del eje x hasta el punto B en la sección transversal mostrada en la figura 5.10 (mm) = Distancia a lo largo del eje y hasta el punto A en la sección transversal mostrada en la figura 5.10 (mm) = Distancia a lo largo del eje y hasta el punto B en la sección transversal mostrada en la figura 5.10 (mm) = Ubicación del eje neutral (ver figura 5.10) (mm) = Distancia del centroido de Af al eje x (ver figura 5.10)(mm 4) =Ángulo que describe la extensión de la región de pérdida local de metal en la sección transversal (ver figura 5.9 y figura 5.10), radianes.

c) Paso 5.3- Compute el esfuerzo máximo de la membrana longitudinal para los casos de carga peso y carga peso más térmica considerando los puntos A y B en la sección transversal (ver figura 5.10)

Donde se han definido previamente las variables, y F MX My

σlm

= Fuerza axial de sección aplicada, determinada en el paso 3 para los casos de carga peso o carga peso térmica (ver párrafo 319.2.3 (c) del ASME B31.3) = Momento de pandeo de sección aplicado, determinado en el paso 4 para los casos de carga peso o carga peso térmica cerca del eje x (ver figura 5.10) = Momento de pandeo de sección aplicado, determinado en el paso 4 para los casos de carga peso o carga peso térmica cerca del eje y (ver figura 5.10) = Esfuerzo máximo de membrana longitudinal, calculado para los casos de carga peso o carga peso térmica ( MPa:psi)

6. Paso 6- Evalúe los resultados así:

a) Se debe satisfacer la siguiente relación para esfuerzo longitudinal compresivo y de tensión para ambos casos de carga:

Con,

Donde se han definido las variables previamente y L H

= Eficiencia de la unión soldada, = Factor de esfuerzo permisible dependiendo del caso de carga que se está evaluando; utilice 0.75 para el caso peso y 1.5 para el caso peso más temperatura (N-mm: in-lbs). MAWPr = Presión de trabajo máxima permisible calculada según el párrafo 5.4.3.2 (MPa:psi) MT = Torsión de sección neta aplicada, determinada en el paso 3 para el caso de carga peso o peso más temperatura, según aplique (N-mm: in-lbs). RSF = Resistencia Remanente calculada determinada en el paso 3. V = Fuerza de corte de sección neta aplicada, determinada en el paso 3 para el caso de carga peso o peso más temperatura, según aplique (N-mm: in-lbs). σcm = Esfuerzo máximo circunferencial, calculado para los casos de carga peso o carga peso térmica ( MPa:psi) σlm = Esfuerzo máximo de membrana longitudinal calculado para los casos de carga peso o carga peso térmica ( MPa:psi) σys = Esfuerzo límite (ver apéndice F) (MPa: psi) τ = Esfuerzo cortante máximo en la región de pérdida local de metal para los casos de carga peso o carga peso térmica ( MPa:psi) b) Si el esfuerzo máximo longitudinal calculado en el paso 5 es compresivo, entonces este esfuerzo debe ser menor o igual que el esfuerzo compresivo permisible calculado utilizando la metodología en el apéndice A, párrafo B.4.4 o el esfuerzo tensil permisible, cualquiera que sea menor. Al utilizar esta metodología para establecer un esfuerzo compresivo permisible, se debe usar un grosor promedio representativo de la región de pérdida local de metal en la zona de esfuerzo compresivo en los cálculos. 7. Paso 7- Si el esfuerzo de membrana longitudinal calculado en el paso 5 no satisface los requerimientos del paso 6, entonces la MAWP y las cargas complementarias determinadas en el paso 3, deben ser reducidas, y es necesario repetir los pasos 2 a 5. Alternativamente, se puede realizar un análisis usando el subpárrafo d o una evaluación de nivel 3. d. Procedimiento Alterno de Evaluación- si la pérdida de metal en el plano circunferencial no puede ser aproximada por una sola área (ver figura 5.9) debido a las irregularidades en el perfil de grosor y la extensión de la pérdida local de metal en dirección circunferencial, entonces se puede utilizar un procedimiento numérico para calcular las propiedades de la sección y los

esfuerzos de pandeo y de membrana resultantes de la presión y de las cargas complementarias. Los criterios de aceptación para los resultados de esfuerzo deben ser establecidos utilizando el paso 6 en le párrafo 5.4.3.3.c. 5.4.3.4 El procedimiento de la sección, párrafo 4.4.3.3 puede ser utilizado para evaluar los componentes descritos en el párrafo 5.2.3.1.g sometidos a las cargas definidas en el párrafo 5.2.3.1.h. 5.4.3.5 Si el componente no se ajusta a los requerimientos de evaluación de nivel 2, entonces se debe considerar los siguiente: a.

Recalibrar, reparar, remplazar o retirar el componente

b. Ajustar FCA aplicando técnicas correctivas (ver sección 4, párrafo 4.6) c.

Ajustar el factor de eficiencia de la unión soldada, E, realizando un examen adicional y repetir la evaluación (ver sección 4, párrafo 4.4.2.2.c)

d. Realizar una evaluación nivel 3

5.4.4

Evaluación de nivel 3 Las recomendaciones para una evaluación de nivel 3 de la pérdida local de metal son las mismas que para la pérdida general de metal (ver sección 4, párrafo 4.4.4.)

5.5

Evaluación de la vida Remanente

5.5.1

Aproximación de Grosor

5.5.1.1 La vida remanente de un componente con una región de pérdida local de metal puede ser calculada utilizando un procedimiento de evaluación nivel 1 con base en el cálculo de un grosor mínimo requerido para las condiciones de servicio planeadas, del grosor real y de las medidas del tamaño de la región a partir de una inspección, y de un cálculo del promedio de corrosión/ erosión anticipado y del promedio de cambio del tamaño de la falla. Si se tiene esta información, o puede ser calculada, las ecuaciones en el párrafo 5.4.2.2. o 5.4.2.3 pueden ser resueltas con las siguientes sustituciones para determinar la vida remanente:

Para una LTA o falla en forma de grieta evaluada como LTA equivalente

Donde , Crate Csrate

= Promedio de Corrosión futura anticipada (mm/año) = Promedio calculado de cambio de la longitud meridional de la región de pérdida local de metal (mm/año)

Cc rate C RSF RSFa R t S Tmin Tmm Time

= Promedio calculado de cambio de la longitud circunferencial de la región de pérdida local de metal, = Longitud circunferencial de la región de pérdida local de metal en el momento de la inspección (mm) = Factor de Resistencia Remanente computado = Factor de Resistencia Remanente permisible (ver sección 2) = Rata de grosor remanente, = Longitud longitudinal de la región de pérdida local de metal en el momento de la inspección(mm) = El grosor mínimo requerido para el componente que predomina en el cálculo de MAWP (MFH) (ver apéndice A) (mm) = grosor mínimo remanente determinado en el momento de la inspección (mm), y = tiempo en el futuro (años).

5.5.1.2 El promedio de cambio en el tamaño o longitud característica de una región de pérdida local de metal, puede ser calculado con base en los registros de inspección. Si esta información no está disponible, se debe aplicar el juicio de ingeniería para determinar la sensibilidad de este parámetro sobre la vida remanente del componente. 5.5.1.3 La vida remanente determinada empleando la aproximación basada en grosor sólo puede ser utilizada si la región de pérdida local de metal está caracterizada por un grosor único. Si se utiliza un perfil de grosor (procedimiento de evaluación de nivel 2), la vida remanente debe ser establecida usando la aproximación MAWP.

5.5.2

Aproximación MAWP La aproximación MAWP puede ser utilizada para determinar la vida remanente de un componente presurizado con un una región de pérdida local de metal caracterizada por un perfil de grosor. Para usar esta aproximación, se aplica la metodología de la sección 4, párrafo 4.5.2.2 en conjunción con los métodos de evaluación de esta sección. Al determinar una vida remanente con la aproximación MAWP, se debe considerar el cambio en el tamaño de la falla tal como se discute en el párrafo 5.5.1.

5.6

Correctivos Los métodos correctivos para la corrosión general provistos en la sección 4, párrafo 4.6 son aplicables a las áreas adelgazadas localmente. Debido al modelo de daño localizado, en algunos casos puede ser necesario llenar áreas profundas de pérdida de metal con sustancias tales como masilla, antes de aplicar revestimientos.

5.7

Monitoreo en servicio Puede ser difícil de establecer la vida remanente para algunas regiones de pérdida local de metal en servicios donde no se puede caracterizar adecuadamente un cálculo de la pérdida de metal futura. En estas circunstancias, se puede requerir el uso de correctivos o monitoreo en servicio para calificar las presunciones que se hacen para establecer la vida remanente. Los procedimiento y métodos de monitoreo más comunes aparecen en la sección 4, párrafo 4.7.

5.8

Documentación

5.8.1


5.8.2

Los datos de inspección incluyendo todas las lecturas de grosor y las ubicaciones correspondientes usadas para determinar el grosor mínimo medido promedio, tam, y el grosor mínimo medido, tmm,

deben ser registrados e incluidos en la documentación. En la tabla 5.1 se proporciona una hoja de datos de muestra para este propósito. También se recomienda un esquema donde se muestre la ubicación y orientación de los planos de inspección en el componente.

5.9

Referencias

5.10

Tablas y Figuras

Tabla 5.1 Datos Requeridos para la Evaluación de Pérdida Local de Metal Utilice este formato para resumir la información obtenida en una inspección de campo. Identificación del Equipo: ___________________________________________________________ Tipo de Equipo: ______Contenedor Presurizado______Tanque_____Componente de la tubería Tipo de componente y ubicación ______________________________________________________

Información Requerida para Evaluación de Nivel y Nivel 2 Provisión de Corrosión Futura: _______________________________________________________ Diámetro interno:__________________________________________________________________ Grosor Mínimo Requerido:___________________________________________________________ Grosor de pared Mínimo Medido: Dimensiones LTA (s y c):_______________________________________________________ Dimensiones de la falla en forma de grieta (g l, gr , gw, y β)_____________________________ Información adicional requerida para una evaluación nivel 2 Distancia a la LTA más cercana (L lta): _____________________________________________ Distancia a la Discontinuidad Estructural más Cercana (L msd): __________________________ Ingrese los datos de grosor para cada uno de los planos de inspección en la siguiente tabla.

Plano de Inspección:___ Plano de Inspección:___ Plano de Inspección:___ Plano de Inspección:___ Ubicación Grosor Ubicación Grosor Ubicación Grosor Ubicación Grosor

tmm tam

tmm tam

tmm tam

tmm tam

tmm tam

tmm tam

tmm tam

tmm tam

Figura 5.1 Vista General de los procedimientos para evaluar un componente con pérdida local de metal

Figura 5.2 Dimensiones de falla LTA Recubrimiento Cordón de soldadura longitudinal

Área Adelgazada Localmente (LTA) o falla en forma de grieta Área sometida a inspección (caja 2s x 2c)

Notas: 1. s- dimensión longitudinal de la falla 2. c- Dimensiones circunferenciales de la falla 3. Ver sección 4, párrafo 4.3.3.3. para el procedimiento para determinar s y c.

Figura 5.3 Dimensiones de la Falla en forma de Grieta- Perfil de fallas

(a) Falla en forma de Grieta- Vista de lanta

(b) Longitud de Falla en forma de Grieta- Sección A-A

(c) Ancho de Falla en forma de Grieta- Sección B-B

Figura 5.4 Dimensiones de la falla en forma de grieta- Orientación de la falla en un recubrimiento cilíndrico

Orientación Circunferencial

Recubrimiento cilíndrico o tubo

Orientación Axial

Figura 5.5 Procedimiento par determinar Lmsd

Anillo de Ajuste

Boquilla

Soporte del Tubo

Transición Cónica

Notas: 1. Para el ejemplo mostrado, la distancia mínima a una discontinuidad estructural mayor es: Lmsd = min (L 1msd, L2msd, L3msd, L4msd) 2. En esta figura aparecen las discontinuidades estructurales mayores típicas asociadas con contenedores verticales. Para tambores horizontales, los soportes en caballete constituirían una discontinuidad estructural mayor y para los contenedores de almacenamiento esféricos, los sitios de apoyo serían las discontinuidades estructurales. La ubicación de la falla desde estos soportes debería ser considerada al determinar Lmsd al igual que las distancias desde la boquilla más cercana, desde el soporte de la tubería/ plataforma, desde la transición cónica, y desde el anillo de ajuste. 3. La medida de la distancia mínima definida en esta figura se toma desde el borde más cercano de la región de pérdida local de metal a la soldadura más cercana de la discontinuidad estructural.

Figura 5.6 Criterios de monitoreo para la pérdida local de metal en un recubrimiento

Notas: 1. Nomenclatura S = dimensión meridional (axial) de la región de pérdida local de metal (mm) D = Diámetro interior (ver párrafo 5.4.2.1.a) (mm) FCA= Provisión de Corrosión Futura (mm)

tmin = Grosor requerido según el código aplicable (mm) tmm = Grosor Mínimo medido

2. El factor de resistencia remanente permisible para esta curva es RF Sa = 0.90. A continuación aparecen las ecuaciones para las curvas de esta figura donde M t es dado por la ecuación (5.12)

Figura 5.7 Criterios de Monitoreo Nivel 1 para la extensión circunferencial máxima permisible de pérdida local de metal en un cilindro

Notas : 1. Nomenclatura C = Dimensión circunferencial de la región de pérdida local de metal (mm) D = Diámetro interior del componente (ver párrafo 5.4.2..1.a) (mm) Rt = Promedio de Grosor Remanente (ver figura 5.6) 2. A continuación se proporciona una ecuación para la curva de esta figura

Figura 5.8 Definición de áreas usadas para computar RSF para una región de pérdida local de metal en una evaluación nivel 2

Área sombreada

Área dentro de la caja

(a) Proceso de subdivisión para determinar el RSF

(b) Determinación del valor RSF mínimo Notas: Ai = Área de pérdida de metal asociada con la longitud si (área sombreada). Esta área puede ser evaluada utilizando una técnica de integración numérica (regla de Simpson o Trapezoidal) Aio = Área original total asociada con la longitud si y el grosor t min, o Aio= sitmin

Figura 5.9 Parámetros par Momento de Pandeo Permisible, Fuerza Axial, y Presión par un cilindro con una LTA

Región de Pérdida Local de Metal

Notas: 1. P es la presión interna 2. F es la fuerza axial de sección de las cargas complementarias excluyendo el impulso de la presión 3. V es la fuerza de corte de la sección por las cargas complementarias. 4. MT es el momento de torsión de la sección por cargas complementarias 5. My es el momento de pandeo del componente por las cargas complementarias que bisecciona la región de pérdida local de metal. 6. Mx es el momento de pandeo del componente por cargas complementarias que es perpendicular a My

Figura 5.10 Parámetros para determinar las propiedades de sección de un cilindro con una LTA

(a) Región de Pérdida Local de Metal ubicada en la superficie interior

(b) Región de Pérdida Local de Metal ubicada en la superficie exterior

5.11

Problemas de Ejemplo

5.11.1 Problema de Ejemplo 1- Se ha encontrado una región de corrosión localizada en un contenedor presurizado durante una visita programada. Más adelante se proporcionan los datos de la inspección y la información del contenedor. El contenedor fue diseñado y construido según el código ASME B&PV Sección VIII, División 1. Determine si el contenedor es aceptable para la MAWP actual utilizando una evaluación nivel 1 de la sección 5. Información de diseño del contenedor Condiciones de Diseño Diámetro Interior Grosor Fabricado Pérdida Uniforme de Metal Provisión de Corrosión Futura Material Eficiencia de la Unión Soldada

= 300 psig@ 650°F = 96 pulg. = 1. 25 pulg. = 0.10 pulg = 0.125 pulg = SA 516 Grado 70 = 0.85

Datos de inspección Más adelante aparecen la plantilla y los datos utilizados para la inspección. La distancia desde la región de pérdida local de metal a la discontinuidad estructural más cercana es 60 pulgadas. Otra región de pérdida local de metal con una cantidad de pérdida menor está ubicada a 16 pulgadas de la región que aparece en la figura.

Recubrimiento del contenedor resurizado

Plantilla de

Cordón de soldadura

Datos de Inspección (pulgadas) Planos de Inspección Longitudinales M1 M2 M3 M4 M5 CTP Longitudinal

Planos de Inspección Circunferenciales CTP Circunferencial C1 1.15 1.15 1.15 1.15 1.15 1.15

C2 1.15 0.87 0.81 0.85 1.15 0.81

C3 1.15 0.75 0.82 0.88 1.15 0.75

C4 1.15 0.70 0.84 0.81 1.15 0.70

C5 1.15 0.76 0.62 0.84 1.15 0.62

C6 1.15 0.80 0.45 0.83 1.15 0.45

C7 1.15 0.85 0.65 0.90 1.15 0.65

C8 1.15 0.94 0.90 0.91 1.15 0.90

C9 1.15 1.15 1.15 1.15 1.15 1.15

0.75 0.70 0.45 0.81 1.15

Notas: 1. El espaciamiento en las lecturas de grosor en dirección longitudinal es ½ pulg. 2. El espaciamiento en las lecturas de grosor en dirección circunferencial es 1.0 pulg. 3. La corrosión localizada está ubicada lejos de todos los cordones de soldadura

Realice una Evaluación de Nivel 1 Según el párrafo 5.4.2.2 Paso 1- Determine los perfiles de grosor crítico (ver párrafo 5.3.3.2) y los siguientes parámetros- las lecturas de grosor para los planos críticos de inspección están indicados en la tabla y la figura anteriores. D = 96” FCA = 0.125” gr no se requiere para el análisis de una LTA Lmsd = 60” MAWP = 300 psig RSFa = 0.90 Paso 2- Calcule el grosor mínimo requerido, tmin, con base en la presión y temperatura actuales de diseño. Observe que E = 1.0 ya que LTA se encuentra lejos de los cordones de soldadura (ver párrafo A.2.4. del apéndice A) Rc = 48” + 0.10” + 0.125” = 48.225”

tCmin =

tLmin =

(300 psi) (48.225”) =

0.835”

17500 psi (1.0) – 0.6 (300 psi) (300 psi) (48.225”) + 0.0” = 2 (17500 psi) (1.0) – 0.4 (300 psi)

tmin = max (0.835”, 0.412”) = 0.835”

0.412”

Paso 3- Determine el grosor mínimo medido, t mm, el promedio de grosor remanente, R t, las dimensiones de falla (ver párrafo 5.3.3.2), y el parámetro de recubrimiento, λ. La LTA que se está evaluando satisface los criterios de espaciamiento de la sección 4, párrafo 4.3.3.3.d.3; por lo tanto, las dimensiones de la LTA no deben ser ajustadas. Tmm = 0.45” 0.45 – 0.125” Rt = = 0.389 0.835 s = 3.34” c = 3.02”

λ=

1.285 (3.34”)

√96” (0.835”)

=

0.479

Paso 4 – Revise los criterios de tamaño limitante de falla para una evaluación de nivel 1. (R t = 0.389) ≥ 0.20

Verdad

(tmm – FCA = 0.450” – 0.125” = 0.32”) ≥ 0.10”

Verdad

(Lmsd = 60”) ≥ (1.8 √96” (0.835”) = 16.1)

Verdad

Paso 5 – Revise los criterios para una falla en forma de grieta. Este paso no es aplicable porque la región de pérdida de metal localizada está categorizada como LTA. Paso 6 – Evalúe la extensión longitudinal de la falla.

λ = 0.479 De la figura 5.6 con

, la extensión longitudinal de la falla es aceptable. R t = 0.389

Utilizando las ecuaciones 5.11 y 5.12 Mt = (1 +0.48 (0.479) 2)0.5 = 1.054 0.389 RSF =

= 0.93 1 1

- (1- 0.389) 1.054

c Paso 7 – Evalúe la extensión circunferencial de la falla. De la figura 5.7, con La extensión circunferencial de la falla es aceptable.

3.02” = 0.0315 D 96” R = 0.389 =

Se satisfacen los criterios de evaluación de nivel 1 5.11.2 Problema de Ejemplo 2 – El recubrimiento de un contenedor presurizado tiene dos fallas en forma de grieta con las siguientes dimensiones. El contenedor fue diseñado y construido según el código ASME B&PV, sección VIII, División 1. Determine si el contenedor es apto para operación. Información de diseño del contenedor Condiciones de Diseño Diámetro Interior Grosor Pérdida Uniforme de Metal Provisión de Corrosión Futura Material Eficiencia de la Unión Soldada

= 300 psig@ 250°F = 90 pulg. = 1.125 pulg. = 0 pulg = 3 mm = SA 516 Grado 70 = 1.0

Información de Inspección Orientación ranura 1 y 2 Ancho de ranura 1 y 2 Profundidad de ranura 1 y 2 Longitud de ranura 1 y 2 Radio de ranura 1 Radio de ranura 2

= Longitudinal = 1.5 pulg. = 1.65 pulg. = 8.0 Pulg = 0.60 pulg = 0.10 pulg

Las fallas en forma de grietas están a una distancia de 20” entre sí. Todas están localizadas a una distancia mínima de 36” de la discontinuidad estructural más cercana. Con base en las condiciones del proceso y un examen visual, se determinó que las ranuras fueron ocasionadas por la erosión del fluido; por lo tanto, las fallas están caracterizadas como ranura según el párrafo 5.2.1.1.b.

Realice una evaluación de nivel 1 según el párrafo 5.4.2.2- ranura 1 Paso 1- Determine los perfiles de grosor crítico (ver párrafo 5.3.3.2) y los siguientes parámetros- las lecturas de grosor para los planos críticos de inspección están indicados en la tabla y la figura anteriores. D = 96” FCA = 0.125” gr = 0.60” Lmsd = 36” MAWP = 300 psig RSFa = 0.90 Paso 2- Calcule el grosor mínimo requerido, tmin, con base en la presión y temperatura actuales de diseño. Observe que E = 1.0 ya que LTA se encuentra lejos de los cordones de soldadura (ver párrafo A.2.4. del apéndice A) 90” Rc =

+ 0.125” = 45.125” 2

tCmin =

tLmin

(300 psi) (45.125”) =

0.7825”

17500 psi (1.0) – 0.6 (300 psi) (300 psig) (45.125”)

=

+ 0.0” =

0.386”

2 (17500 psi) (1.0) – 0.4 (300 psi)

tmin = max (0.782”, 0.386”) = 0.782” Paso 3- Determine el grosor mínimo medido, t mm, el promedio de grosor remanente, R t, las dimensiones de falla (ver párrafo 5.3.3.2), y el parámetro de recubrimiento, λ. La falla en forma de grieta que se está evaluando satisface los criterios de espaciamiento en la sección 4, párrafo 4.3.3.3.d.3; por lo tanto, las dimensiones de la falla no deben ser ajustadas. Tmm = 1.125” – 0.65” = 0.475 0.475 – 0.125” R t = = 0.448 0.782 s = gl = 8” c = gw = 1.5” β = 0.0

λ=

1.285 (8.0”)

√90” (0.782”)

=

1.225


Verdad

(tmm – FCA = 0.475” – 0.125” = 0.350”) ≥ 0.10”

Verdad

(Lmsd = 36”) ≥ (1.8 √90” (0.782”) = 15.1)

Verdad

Paso 5 – Revise los criterios para una falla en forma de grieta. Paso 5.1 – Compute el radio crítico de ranura: g cr = max (0.25”(0.782), 0.25”) = 0.25” Paso 5.2- Revise las dimensiones de la ranura (gr = 0.6”) ≥ (g cr = 0.25”) g r

Verdad 0.6”

=

(1- R t) tmin

=

1.39

≥ 1.0

Verdad

(1- 0.448) 0.782”

Por lo tanto prosiga con el paso 5.3 Paso 5.3- La falla está caracterizada como ranura; por lo tanto prosiga con el paso 5.6 Paso 5.6- Prosiga con el paso 6 y complete la evaluación Nivel 1. Paso 6 – Evalúe la extensión longitudinal de la falla.

λ = 0.1.225 De la figura 5.6 con

, la extensión longitudinal de la falla es inaceptable. R t = 0.448 La presión recalibrada puede ser calculada utilizando las ecuaciones 5.11, 5.12, y 2.2, respectivamente: Mt = (1 +0.48 (1.225) 2)0.5 = 1.311 0.448 RSF =

= 0.774 1 1

- (1- 0.448) 1.311 0.774

MAWPr = (300 psig)

= 258 psig 0.90 c

Paso 7 – Evalúe la extensión circunferencial de la falla. De la figura 5.7, con La extensión circunferencial de la falla es aceptable.

15” =

= 0.0167

D 90” R = 0.448

Realice una evaluación de nivel 1 según el párrafo 5.4.2.2- ranura 2 Paso 1- Determine los perfiles de grosor crítico (ver párrafo 5.3.3.2) y los siguientes parámetros- la información requerida se suministra en la información del contenedor y los datos de inspección. D = 90” FCA = 0.125” gr = 0.10” Lmsd = 36” MAWP = 300 psig RSFa = 0.90 Paso 2- Calcule el grosor mínimo requerido, t min, con base en la presión y temperatura actuales de diseño (lo mismo que el paso 2 para la ranura 1) Tmin = 0.782” Paso 3- Determine el grosor mínimo medido, t mm, el promedio de grosor remanente, R t, las dimensiones de falla (ver párrafo 5.3.3.2), y el parámetro de recubrimiento, λ. Observe que la falla en forma de grieta se analiza como una LTA equivalente de acuerdo con el párrafo 5.3.3.2.b.2. Tmm = 1.125” – 0.65” = 0.475 0.475 – 0.125” R t = = 0.448 0.782 s = gl = 8” c = gw = 1.5” β = 0.0

λ=

1.285 (8.0”)

√90” (0.782”)

=

1.225


Verdad

(tmm – FCA = 0.475” – 0.125” = 0.350”) ≥ 0.10”

Verdad

(Lmsd = 36”) ≥ (1.8 √90” (0.782”) = 15.1)

Verdad

Paso 5 – Revise los criterios para una falla en forma de grieta. Paso 5.1 – Compute el radio crítico de ranura:

g cr = max (0.25”(0.782), 0.25”) = 0.25” Paso 5.2- Revise las dimensiones de la ranura (gr = 0.1”) ≥ (g cr = 0.25”) g r

Falso 0.1”

=

(1- R t) tmin

=

0.23

≥ 1.0

Falso

(1- 0.448) 0.782”

Por lo tanto prosiga con el paso 5.7 Paso 5.7- La ranura no es aceptable según el nivel 1. La ranura puede ser reevaluada como falla en forma de fisura con las siguientes dimensiones empleando los procedimientos de nivel 1 de la sección 9. a= 0.65”+ 0.125” = 0.775” 2c = s = 8.0”

La ranura 2 no es aceptable según los criterios de evaluación nivel 1 de la sección5. Realice una evaluación nivel 2 según el párrafo 5.4.3.2 – ranura 2 Los criterios de seguimiento del nivel 2 para fallas en forma de grietas son los mismos que los criterios del nivel 1; por lo tanto, esta ranura no satisface el procedimiento de nivel 2. Como alternativa, la ranura puede ser analizada como falla en forma de fisura utilizando los procedimientos de nivel 2 de la sección 9.

La Ranura 2 no es aceptable según los criterios de evaluación Nivel 2 de la sección 5. 5.11.3 Problema de Ejemplo 3– La inspección de un contenedor de proceso indica una región de corrosión local en la sección inferior del recubrimiento. Además de la presión interna, el contenedor también está sometido a fuerzas axiales y momentos de pandeo. Los datos del contenedor se muestran a continuación. El contenedor fue diseñado y construido según el código ASME B&PV, sección VIII, División 1. Evalúe la región pérdida de metal localizada para presión más cargas complementarias y determine la aceptabilidad para operación sin reparaciones. Información del contenedor Condiciones de Diseño Grosor Nominal Diámetro Interior Pérdida Uniforme de Metal FCA Material Eficiencia de la Unión Soldada

= 220psig@ 350°F = 0.50 pul = 42 pulg. = 0 pulg = 0.06 pulg = SA 516 Grado 70 = 1.0

Cargas de caso peso (ver figura 5.10 para la definición de las cargas aplicadas) Fuerza Axial Aplicada Momento de pandeo aplicado M x Momento de pandeo aplicado M y

= 500.0 libras = 1.79 (10 6) in-lb. = 0.0 in-lb.

Fuerza cortante aplicada Momento de Torsión aplicado

= 137600 lbs = 1.63 (10 5) in-lb

Cargas de caso térmico (ver figura 5.10 para la definición de cargas aplicadas) Fuerza Axial Aplicada Momento de pandeo aplicado M x Momento de pandeo aplicado M y Fuerza cortante aplicada Momento de Torsión aplicado

= 2550 libras = 3.81 (10 6) in-lb. = 0.0 in-lb. = 38400 lbs = 2.59 (10 5) in-lb

Nota: las cargas de caso peso y las cargas de caso térmico generalmente se obtienen a partir de un análisis de esfuerzo. Las fuerzas y momentos aplicados fueron computados en la ubicación de la pérdida máxima de metal

Datos de Inspección A continuación aparecen la plantilla y los datos utilizados para la inspección. Esta es la única región de pérdida localizada de metal en el contenedor durante la inspección. La distancia entre la región de pérdida local de metal y la discontinuidad estructural más cercana es 28 pulgadas.

Planos de Inspección Longitudinales M1 M2 M3 M4 M5 M6 CTP Longitudinal

Planos de Inspección Circunferenciales C1 C2 C3 C4 C5 C6 C7 0.50 0.50 0.50 0.50 0.50 0.50 0.50

0.47 0.35 0.41 0.47 0.48 0.48 0.35

0.44 0.33 0.39 0.42 0.46 0.47 0.33

0.47 0.39 0.28 0.40 0.42 0.48 0.28

0.46 0.44 0.24 0.37 0.42 0.49 0.24

0.48 0.46 0.37 0.35 0.46 0.49 0.35

0.51 0.50 0.50 0.50 0.50 0.50 0.50

CTP Circunferencial 0.44 0.33 0.24 0.35 0.42 0.49

Notas: 1. El espaciamiento en las lecturas de grosor en dirección longitudinal es 1.0 pulg. 2. El espaciamiento en las lecturas de grosor en dirección circunferencial es 3.0 pulg.

Realice una evaluación de nivel 2 según el párrafo 5.4.2.2 debido a la presencia de un momento externo Paso 1- Determine los perfiles de grosor crítico (ver párrafo 5.3.3.2) y los siguientes parámetros (Lo mismo que el paso para la evaluación de nivel 1

gr no es requerido para el análisis de una LTA

Paso 2- Calcule el grosor mínimo requerido, t min, con base en la presión y temperatura actuales de diseño. Observe que el grosor requerido para cargas complementarias se incluye en el cálculo de grosor de pared mínimo requerido (ver apéndice A)

Paso 3- Determine el grosor mínimo medido, t mm, el promedio de grosor remanente, R t, las dimensiones de falla (ver párrafo 5.3.3.2), y el parámetro de recubrimiento, λ. Sólo hay una LTA en el contenedor; por lo tanto, el criterio de espaciamiento falla a falla no debe ser revisado.

Observe que la extensión circunferencial de la falla es, c, basada en el grosor nominal menos la pérdida uniforme de metal porque se está realizando una evaluación de nivel 2.

Paso 4- Revise los criterios de tamaño limitante de falla para una Evaluación de nivel 2. Verdad Verdad Verdad Paso 5- Revise los criterios para una falla en forma de grieta. Este paso no es aplicable porque la región de pérdida local de metal está categorizada como LTA. Paso 6- Determine el factor de Resistencia Remanente para CTP longitudinal- en esta evaluación, el factor de resistencia remanente estará basado en una evaluación de nivel 1.

Paso 7- Evalúe la extensión longitudinal de la falla (RSF = 0.916) ≥ (RSFa = 0.90) ; por lo tanto, la extensión longitudinal de la falla es aceptable para las condiciones de diseño establecidas, y MAWPr = MAWP = 220 psig Paso 8- Evalúe la extensión circunferencial de la falla- Debido a la presencia de un momento de pandeo externo, la extensión de la falla en dirección circunferencial debe ser evaluada utilizando el procedimiento del párrafo 5.4.3.3. Paso 8.1- Determine el perfil de grosor crítico en la dirección circunferencial (ver párrafo 5.3.3.29 y los siguientes parámetros:

c = 15” Di = 42” + 2(0.06) = 42.12” Do = 43” FCA = 0.06” LOSS = 0.0 Tmm = 0.24” Tnom = 0.5” σys = 33.2 ksi para SA 516 Gr 70 @ 350°F Paso 8.2 – Para el plano de inspección circunferencial que se está evaluando, aproxime la extensión circunferencial de pérdida de metal en el plano en evaluación como si tuviera una forma rectangular. Df = 43” – 2(0.24” – 0.06”) = 42.64

θ =

c

180

Df

π

=

15”

180

42.64

π

=

20.16°

Paso 8.3 – Determine el factor de resistencia remanente, la presión permisible y las cargas complementarias que actúan sobre el plano circunferencial. RSF = 0.9 MAWPr = 220psig Cargas complementarias de caso peso F= 500.0 lbs Mx = 1.79 (10 6) in-lbs My = 0.0 in- lbs V = 137600 lbs T = 1.63 (10 5) in- lbs Cargas complementarias de caso térmico F= 2550.0 lbs Mx = 3.81 (10 6) in- lbs My = 0.0 in- lbs V = 38400 lbs T = 2.59 (10 5) in- lbs Paso 8.4 – Determine el momento de pandeo resultante en el plano del defecto. En este caso, los momentos establecidos en el problema fueron alineados con la falla. En general, los momentos no estarán alineados con la falla, y será necesario resolver los resultados de momentos obtenidos en una análisis de esfuerzo en función del eje de la falla tal como se ilustra en la figura 5.9.

Caso Peso

Caso Temperatura

Paso 8.5 – Compute el esfuerzo de sección máximo, σm en la línea centro de la extensión circunferencial de la región de pérdida local de metal (punto A en la figura 5.10) debido a la presión, a la fuerza axial y al momento de pandeo determinados en el paso 4, utilizando el siguiente procedimiento: Paso 8.5.1.- Compute las propiedades de sección de un cilindro sin una LTA

Paso 8.5.2 – compute las propiedades de sección para un cilindro con LTA en la superficie interior.

Con,

Con,

Paso 8.5.3 – Compute el esfuerzo máximo de membrana longitudinal de sección. Para el Caso Peso, puntos A y B.

Para el Caso Peso más Temperatura, puntos A y B

Paso 8.6- Evalúe Resultados Compute el esfuerzo máximo en la región de pérdida de metal

Compute el esfuerzo cortante para el Caso Peso

Compute el esfuerzo cortante para el Caso Peso más Temperatura

Revisión del esfuerzo equivalente para el caso Peso

Verdad Revisión del esfuerzo equivalente para el caso peso más temperatura

Verdad

Por lo tanto, se satisfacen los criterios de Evaluación de Nivel 2 5.11.4 Problema de Ejemplo 4– La inspección de un contenedor cilíndrico indica una región de corrosión localizada. El contenedor fue diseñado y construido según el código ASME B&PV, sección VIII, División 1. Realice una evaluación API 579 Nivel 2 según la sección 5 para valorar la aceptabilidad de la operación. Información del contenedor Condiciones de Diseño Diámetro Interior Grosor de la pared Pérdida Uniforme de Metal FCA Material Eficiencia de la Unión Soldada

= 572 psig@ 650°F = 60 pulg. = 1.0 pulg = 0 pulg = 0.0 pulg = SA 516 Grado 70 = 1.0

Datos de Inspección El perfil de grosor crítico para el plano longitudinal aparece en la siguiente tabla. Este perfil para el plano circunferencial puede ser aproximado a área rectangular de pérdida de metal con una longitud de 20 pulg. Esta es la única región de pérdida localizada de metal que se encontró en el contenedor durante la inspección. La región de pérdida de metal está ubicada a 72” de distancia de la discontinuidad estructural más cercana. Ubicación de la inspección 1 2 3 4 5 6 7 8 9 11

Ubicación longitudinal (pulg) 0 2 4 6 8 10 12 14 16 20

Grosor Medido (pulg) 1.00 0.90 0.85 0.70 0.45 0.30 0.40 0.65 0.85 1.00

Realice una evaluación nivel 2 según el párrafo 5.4.3.2. Paso 2- Determine el perfil de grosor crítico (ver párrafo 5.3.3.2.) y los siguientes parámetros (lo mismo que para la evaluación nivel 1)

Gr no se requiere para el análisis de una LTA

Paso 2- Calcule el grosor mínimo requerido, tmin, basado en la presión y la temperatura actuales de diseño (lo mismo que en el paso 2 para la evaluación nivel 1)

Paso 3- Determine el grosor mínimo medido, t mm, el promedio de grosor remanente, R t, las dimensiones de falla (ver párrafo 5.3.3.2), y el parámetro de recubrimiento, λ. Sólo existe una LTA en el tanque; por lo tanto no es necesario revisar los criterios de espaciamiento falla a falla.

Paso 4- revise los criterios de tamaño limitante de falla para una evaluación nivel 2. Verdad Verdad Verdad Paso 5- Revise los criterios para una falla en forma de grieta. Este paso no es aplicable porque la región de pérdida localizada de metal está categorizada como LTA. Paso 6- Determine el Factor de Resistencia Remanente para la CTP longitudinal.

Paso 6.1- Organice las lecturas de grosor en orden ascendente basado en la pérdida de metal- con base en la información CTP, la ubicación de inspección 6 sería el punto de arranque para la evaluación. Paso 6.2- Coloque el punto de arranque de la evaluación inicial en el sitio de pérdida de metal máxima. Este es el sitio en el perfil de grosor donde se registra t mm – la ubicación de inspección 6 tiene el grosor mínimo igual a 0.30 pulgs. Paso 6.3- en el punto de arranque de evaluación actual, subdivida el perfil de grosor en una serie de subsecciones- el perfil de grosor se subdividirá en 10 secciones de 2 pulgadas de largo cada una. Paso 6.4- Para cada subsección, compute el factor de Resistencia Remanente utilizando la ecuación (5.13) y los datos tabulados en la siguiente tabla.

Datos para el Punto de Arranque en el sitio 6 de la CTP longitudinal

Notas: 1. Sitio de arranque de la región de pérdida de metal en consideración 2. Sitio de llegada de la región de pérdida de metal en consideración 3. Longitud de la pérdida de metal para la región en consideración 4. Parámetro del recubrimiento evaluado utilizando la ecuación (5.4) con s= s i 5. Área de pérdida de metal evaluada utilizando un procedimiento numérico. 6. Área de metal original evaluado utilizando la ecuación (5.14) 7. Factor Folias evaluado utilizando la ecuación (5.15) con λ = λi 8. Factor de resistencia remanente evaluado utilizando las ecuaciones (5.13)

Paso 6.5 – Determine el valor mínimo de los factores de resistencia remanente, RFS i , encontrados en el paso 6.4 para todas las subsecciones. El valor mínimo del factor de Resistencia Remanente para la evaluación actual se encuentra en la subsección 5 cuando se utiliza el punto 6 como punto de arranque de la subdivisión. RFSmin = 0.767 Paso 6.6 – Repita los pasos 6.3 a 6.5 de este cálculo para el siguiente punto de evaluación el cual corresponde a la siguiente ubicación de lectura de grosor en la lista de perfiles de grosor; este paso no se muestra aquí. Paso 6.7 – Después de terminar el cálculo para todos los sitios de lectura de grosor (o puntos de evaluación), determine el valor mínimo del Factor de Resistencia Remanente para cada punto de evaluación y designe este valor con RFS min. Con base en los resultados de la tabla anterior, el RFS mínimo está asociado con la subsección 5 con un valor de: RFS = RFSmin = 0.767 Paso 8- Evalúe la extensión longitudinal de la falla (RFS = 0.767) < (RFS a = 0.90); por lo tanto la extensión longitudinal de la falla es inaceptable par las condiciones de diseño establecidas. Una MAWP para operación se establece así: 0.767 MAWPr = (572 psig)

= 487 psig 0.90 c

Paso 9 – Evalúe la extensión circunferencial de la falla. De la figura 5.7, con La extensión circunferencial de la falla es aceptable.

20”

= = 0.25 D 60” R = 0.30

5.11.5 Problema de Ejemplo 5– Se ha encontrado una región de pérdida local de metal en una contenedor presurizado cilíndrico. El contenedor fue diseñado y construido según el código ASME B&PV, sección VIII, División 1. Determine si el contenedor es aceptable para operación. Información del contenedor Condiciones de Diseño Diámetro Interior Grosor Fabricado Pérdida Uniforme de Metal Provisión de Corrosión Futura Material Eficiencia de la Unión Soldada

= 2.068 psig@ 340°C = 2438 mm = 32 mm = 2.5 pulg = 3.2 mm = SA 516 Grado 70 = 1.0

Datos de Inspección Con base en los datos de inspección, el perfil de grosor crítico en dirección longitudinal tiene una longitud s= 191 mm y presenta un grosor medido uniforme de 16 mm. El perfil de grosor crítico en dirección circunferencial tiene un longitud c= 250 mm con el mismo grosor uniforme. La región de pérdida local de metal está ubicada a 1520 mm de la discontinuidad estructural más cercana. Esta es la única región de pérdida local de metal en el contenedor durante la inspección.

Realice una Evaluación Nivel 1 según el párrafo 5.4.2.2 Paso 1- Determine los perfiles de grosor crítico (ver párrafo 5.3.3.2) y los siguientes parámetros- la información requerida se suministra en la información del contenedor y los datos de inspección. D = 2438 mm FCA = 3.2 mm gr no es requerido para el análisis de una LTA Lmsd = 1520 mm MAWP = 2.068 MPa RSFa = 0.90 Paso 2- Calcule el grosor mínimo requerido, t min, con base en la presión y temperatura actuales de diseño. Rc = 1219 mm + 2.5 mm + 3.2 mm = 1224.7 mm

tCmin

(2.068 MPa) (1224.7 mm) =

tLmin =

= 24.78 mm 103.421 MPa (1.0) – 0.6 (2.068 MPa) (2.068 MPa) (1224.7 mm) + 0.0” =

0.412”

2 (103.421 MPa) (1.0) + 0.4 (2.068 MPa)

tmin = max (24.78 mm, 12.2 mm) = 24.78 mm Paso 3- Determine el grosor mínimo medido, t mm, el promedio de grosor remanente, R t, las dimensiones de falla (ver párrafo 5.3.3.2), y el parámetro de recubrimiento, λ.

Sólo existe una LTA en el contenedor; por lo tanto no es necesario revisar los criterios de espaciamiento falla a falla. tmm = 16mm 16mm – 3.2mm Rt =

= 0.516 24.8 mm

s = 191mm c = 250 mm tmm = 0.23”

λ=

1.285 (191mm)

√2438 (24.8mm)

=

0.998

Paso 4 – Revise los criterios de tamaño limitante de falla para una evaluación de nivel 1. Verdad Verdad Verdad Paso 5 – Revise los criterios para una falla en forma de grieta. Este paso no es aplicable porque la región de pérdida de metal localizada está categorizada como LTA. Paso 6 – Evalúe la extensión longitudinal de la falla.


, la extensión longitudinal de la falla es inaceptable. La R t = 0.516

Recalibración de la presión puede ser computada utilizando las ecuaciones 5.11, 5.12 y 2.2, respectivamente.

Paso 7- evalúe la extensión circunferencial de la falla. La extensión circunferencial de la falla no debe ser evaluada porque (t mm = 16mm) (t Lmin= 12.2 mm

No se satisfacen los criterios de evaluación nivel 1, se requería una recalibración.

5.11.6 Problema de Ejemplo 6– Se ha encontrado una región de corrosión en una boquilla de 12 pulgs LWN (cuello largo soldado) durante la inspección a un contenedor presurizado. La región corroída está ubicada en la boquilla (ver datos de inspección). El contenedor fue diseñado y construido según el código ASME B&PV, sección VIII, División 1. Determine si el contenedor es aceptable para operación. Información del contenedor Condiciones de Diseño Diámetro Interior del recubrimiento Grosor del recubrimiento Material Eficiencia de la Unión Soldada FCA del recubrimiento Diámetro interior de la boquilla Grosor de la boquilla Material de la Boquilla Eficiencia de la unión soldada de la boquilla FCA de la boquilla

= 185 psig@ 650°F = 60 pulgs = 0.60 pulg = SA 516 Grado 70 = 1.0 = 0.125 pulg =12.0 pulg = 1.375 pulg = SA 105 = 1.0 = 0.125

Datos de Inspección En la siguiente figura aparece la región de pérdida localizada de metal. La abertura está localizada a 45 pulgadas de la discontinuidad estructural mayor más cercana.

Pérdida de

De los datos de inspección:

 

El grosor promedio en la zona de refuerzo de la boquilla es 0.875 púlgadas La corrosión es uniforme para todos los planos de inspección.

Realice una evaluación nivel 2 según el párrafo 5.4.3.4. porque la corrosión es en una boquilla De los datos de inspección:

Grosor requerido del recubrimiento:

Grosor requerido de la Boquilla

Determine los grosores corroídos del recubrimiento y la boquilla considerando la FCA:

Determine los diámetros de la boquilla y el recubrimiento corroídos

Realice la evaluación (ver párrafo A.3.11.2 del apéndice A)

Análisis de los resultados: El cálculo de refuerzo del área utilizando la aproximación de análisis de límite es aceptable, empleando la dimensión corroída de la configuración de la boquilla y las condiciones de diseño establecidas.

Se satisfacen los criterios de evaluación nivel 2.

5.11.7 Problema de Ejemplo 7– Se ha encontrado una región de corrosión en un tanque de almacenamiento atmosférico durante la inspección. El tanque fue diseñado según API 650. Determine si el tanque es adecuado para operación. Información del Tanque Diámetro Altura del recubrimiento Altura del líquido en el diseño Gravedad específica Temperatura de diseño Pérdida uniforme de metal FCA Material Eficiencia de la unión soldada de la boquilla

= 80 pies = 40 pies = 40 pies = 1.0 = Ambiente = 0.113 pulg = 0.05 pulg = ASTM A285 Grado C = 1.0

Datos de Inspección En la siguiente figura aparecen los datos y la plantilla utilizados para la inspección. La abertura está ubicada a 57 pulgadas de la discontinuidad estructural mayor más cercana.

Datos de Inspección Planos de inspección circunferencial es

Planos de inspección

Notas: 1. El Espaciamiento de las lecturas de grosor en dirección meridional o longitudinal es 3.0 pulg. 2. El espaciamiento de las lecturas de grosor en dirección circunferencial es 6.0 pulg.

Realice una evaluación de nivel 1 según el párrafo 5.4.2.2 Paso 1- Determine el perfil de grosor crítico (ver párrafo 5.3.3.2) y los siguientes parámetros: las lecturas de grosor para los planos críticos de inspección se indican en la tabla anterior y en la siguiente figura. D FCA gr Lmsd MFH RSFa

= 80’ (960”) = 0.05” = No se requiere par el análisis de una LTA = 57” = 40’ (480”) = 0.90

Paso 2- Calcule el grosor mínimo requerido , tmin, con base en la presión y la temperatura actuales de diseño de acuerdo con API 653, sección 2.

Paso 3- Determine el grosor mínimo medido, tmm, la proporción de grosor remanente, Rt la dimensión de la falla, s, (ver párrafo 5.3.3.2.) y el parámetro del recubrimiento, λ

Sólo existe una LTA en el tanque; por lo tanto no es necesario revisar los criterios de espaciamiento falla a falla. tmm = 0.23” 0.23” – 0.05” Rt = = 0.579 0.311” s = 19.25” basado en tmin = 0.311” c = no se requiere para la evaluación de una tanque de almacenamiento atmosférico tmm = 0.23”

λ=

1.285 (19.25”)

√960” (0.311”)

=

1.432


Verdad

(tmm – FCA = 0.23” – 0.05” = 0.18”) ≥ 0.10”

Verdad

(Lmsd = 57”) ≥ (1.8 √960” (0.311”) = 31.1)

Verdad

Paso 5 – Revise los criterios para una falla en forma de grieta. Este paso no es aplicable porque la región de pérdida de metal localizada está categorizada como LTA. Paso 6 – Evalúe la extensión longitudinal de la falla.



Recalibración de la altura máxima de llenado puede ser computada utilizando las ecuaciones 5.11, 5.12 y 2.4, respectivamente. Mt = (1 +0.48 (1.432) 2)0.5 = 1.409 0.579 RSF =

= 0.826 1 1

- (1- 0.579) 1.409

0.826 MFH =

(40 Pies)

= 36.7 pies 0.90

Paso 7 – Evalúe la extensión circunferencial de la falla- este paso no es aplicable para tanques de almacenamiento atmosférico ya que predomina el plano longitudinal o meridional.

No se cumplió con los criterios de evaluación nivel 1, fue necesario realizar una recalibración.

5.11.8 Problema de Ejemplo 8– Se ha encontrado una región de corrosión/ erosión en el extradós de un codo de tubería de gran radio sin cordones. Se ha realizado un análisis de esfuerzo de la tubería en este sistema y los resultados indican que son poco significativos las fuerzas y momentos de los casos de carga peso y carga temperatura que actúan sobre el codo. El sistema de tubería fue diseñado y construido según el código ASME B31.3. Determine si el doblez de tubo es apropiado para operación. Información del contenedor Condiciones de Diseño Diámetro del tubo Grosor de la pared Pérdida Uniforme de Metal FCA Material

= 600 psig@ 700°F = NPS 12 = Schedule 40 = 0 pulg = 0.05 pulg = ASTM 1234 Grado WPB

Datos de Inspección Se han tomado lecturas de grosor con base en una plantilla de inspección sobre el extradós del codo. El espaciamiento a la discontinuidad estructural más cercana es 32 pulgadas. Las lecturas de grosor indican que la LTA está ubicada en la sección de un tercio de mitad del codo. Los perfiles de grosor crítico en las direcciones longitudinal y circunferencial son de 6.5” y 3.0” de longitud, respectivamente. Una inspección visual en conjunción con las lecturas de grosor indica que la pérdida de metal puede ser asumida como uniforme con la siguiente lectura de grosor mínimo. Tmm = 0.18

Realice una evaluación de nivel 1 según párrafo 5.4.2.2 Observe que una evaluación nivel 1 puede ser realizada para dobleces de tubería sometidos a cargas de presión únicamente. En este ejemplo, se ha establecido que los resultados de un análisis de esfuerzo de la tubería indican que las fuerzas y momentos sobre el doblez del tubo no son significativos. Paso 1- Determine los perfiles de grosor crítico (ver párrafo 5.3.3.2) y los siguientes parámetros. D = 12.75” – 2 (0.406) = 11.938” Do = 12.75” FCA = 0.05 mm gr no es requerido para el análisis de una LTA Lmsd = 32.0” MAWP = 600 psig RSFa = 0.90 Paso 2- Calcule el grosor mínimo requerido, t min, con base en la presión y temperatura actuales de diseño (ver párrafo A.5.5 del apéndice A).

Paso 3- Determine el grosor mínimo medido, t mm, el promedio de grosor remanente, R t, las dimensiones de falla (ver párrafo 5.3.3.2), y el parámetro de recubrimiento, λ. Sólo hay una LTA en el contenedor; por lo tanto, el criterio de espaciamiento falla a falla no debe ser revisado.

Paso 4- Revise los criterios de tamaño limitante de falla para una evaluación nivel 1. Verdad Verdad Verdad Paso 5- Revise los criterios para una falla en forma de grieta. Este paso no es aplicable porque la región de pérdida localizada de metal está categorizada como LTA. Paso 6 – Evalúe la extensión longitudinal de la falla.

λ = 0.1.225 De la figura 5.6 con

, la extensión longitudinal de la falla es inaceptable. R t = 0.448 La presión recalibrada puede ser calculada utilizando las ecuaciones 5.11, 5.12, y 2.2, respectivamente:

c Paso 8 – Evalúe la extensión circunferencial de la falla. De la figura 5.7, con La extensión circunferencial de la falla es aceptable.

Se satisfacen los criterios de evaluación nivel 1

3.0”

= = 0.25 D 11.938” R = 0.653

Enero, 2000

PRÁCTICA RECOMENDADA PARA LA EVALUACIÓN FFS

6- 1

SECCIÓN 6- Evaluación de Corrosión Diseminada (Enero, 2000)

6.1

Generalidades Los procedimientos de evaluación en esta sección pueden ser utilizados para valorar la pérdida de metal resultante de la corrosión diseminada. En este contexto la corrosión diseminada se define como regiones localizadas de pérdida de metal que pueden ser caracterizadas por un diámetro de picadura del grosor de la placa o menos, y una profundidad menor que el grosor de la placa. Se proporcionan procedimientos para evaluar corrosión localizada o diseminada en un componente con o sin una región de pérdida local de metal. Además los procedimientos en esta sección pueden ser usados para evaluar una disposición dañada de ampollas como se describe en la sección 7. En la figura 6.1 aparece un flujograma para el procedimiento de evaluación de equipo con picaduras por corrosión.

6.2


6.2.1

Los procedimientos pueden ser usados para evaluar cuatro tipos de picadura por corrosión: picaduras ampliamente diseminadas sobre una región significativa del componente, una LTA ubicada en una región de corrosión muy diseminada, regiones localizadas de corrosión, y picaduras confinadas dentro de una LTA. En la figura 6.2 aparece un flujograma que muestra los detalles de los procedimientos de evaluación requeridos para estas cuatro clases de daño por corrosión. Con base en el tipo de daño, se utiliza una combinación de los métodos de evaluación de las secciones 5 y 6 en la evaluación.

6.2.2

Se proporcionan métodos de cálculo para recalibrar el componente si no se satisfacen los criterios de aceptación de esta sección. Para componentes presurizados (contenedores presurizados y tubería), es posible utilizar métodos de cálculo para encontrar una presión de trabajo máxima permisible reducida (MAWP) y la temperatura. Para componentes de tanques se pueden utilizar los métodos de cálculo para determinar una altura máxima de llenado reducida (MFH).

6.2.3

Más adelante se presentan detalles específicos pertinentes a la aplicabilidad y limitaciones de cada procedimiento de evaluación.

6.2.3.1 Los procedimientos de evaluación nivel 1 y nivel 2 en esta sección, sólo son aplicables si se cumplen todas estas condiciones: a.

Se satisfacen los requerimientos de la sección 5, párrafos 5.2.3.1.a hasta 5.2.3.1.h.

b. Se debe realizar una evaluación de nivel 2 si el daño por corrosión está en ambos lados del componente. c.

El daño por corrosión está compuesto de muchas picaduras: las picaduras individuales o los pares aislados deben ser evaluados empleando los procedimientos de evaluación de la sección 5.

6.2.3.2 Se debe realizar una evaluación de nivel 3 donde no sean aplicables los métodos de los niveles 1 y 2 tales como la geometría del componente y las condiciones de carga descritas en la sección 5, párrafo 5.3.2.2. Además, se requiere una evaluación de nivel 3 si la corrosión está localizada en un componente con una distribución de esfuerzo no uniforme en toda la pared (ej. Esfuerzo de pandeo).

6.3


6.3.1

Información del Diseño del Equipo Original

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6- 2

En la sección 2, párrafo 2.3.1. se suministra una vista general de la información del equipo original.

6.3.2

Historia Operacional y de Mantenimiento En la sección 2, párrafo 2.3.2 se presenta una vista general de la historia operacional y mantenimiento del equipo requerida para una evaluación.

6.3.3

Datos/ mediciones requeridos para una evaluación FFS

6.3.3.1 La profundidad y el diámetro de una picadura por corrosión deben ser medidos cuidadosamente debido a la variedad de tipos de picadura que pueden ocurrir en el servicio (ver figura 6.3). Si la picadura tiene una forma irregular, en la evaluación se debe utilizar un diámetro y profundidad que abarquen la forma completa. 6.3.3.2 La medida de daño utilizada para evaluar la picadura por corrosión es el “par de picaduras”. Un par de picaduras está compuesto por dos áreas corroídas separadas por un ligamento sólido (ver figura 6.4). La pérdida de metal de cada una de las picaduras de un par se modela como un cilindro equivalente. Para definir un par, se requiere el diámetro y profundidad de cada una, y la longitud entre centros. Para una evaluación de nivel 2, también se requiere la orientación del par en el campo de esfuerzo biaxial (ver figura 6.4) 6.3.3.3 La ocurrencia de picaduras y su tamaño relativo en una región de un componente generalmente son impredecibles. Por lo tanto, se requiere la discreción del usuario para seleccionar una población de picaduras que represente adecuadamente el daño en el componente. Se deben considerar las siguientes recomendaciones al seleccionar los pares para una evaluación. a.

Para evaluar una región con picaduras por corrosión, se debe usar un número representativo de pares en el área dañada. Si la picadura es uniforme, se recomienda un tamaño de muestra mínimo de diez pares. Si la picadura no es uniforme, se debe tomar información adicional de los pares.

b. Las muestras de pares usadas en la evaluación deben ser elegidas de tal forma que los pares sean independientes. Se puede ceñir al siguiente procedimiento para seleccionar los pares para una evaluación: 1. Paso 1- Seleccione un mínimo de diez picaduras que cubran un área amplia. 2. Paso 2- Seleccione el vecino más cercano a cada una de estas diez picaduras para crear como mínimo diez pares (ver figura 6.4) 3. Paso 3- Si alguna picadura es parte de más de un par en el paso 2, entonces seleccione una nueva y repita el paso 2. 4. Paso 4- Complete la evaluación utilizando el párrafo 6.4. c. La orientación del par de picaduras en un campo de esfuerzo biaxial sólo se utiliza en la evaluación de nivel 2. Estos datos no aumentan significativamente los resultados de la evaluación a menos que el daño por corrosión sea preferencial (ej. El daño se concentra a lo largo de una soldadura en espiral, longitudinal o circunferencial). Por lo tanto, el esfuerzo y el trabajo extra asociado con la obtención de esta información, se debe balancear con el aumento potencial de la resistencia. d. Para determinar los efectos que tendrían los pares adicionales de picaduras en los resultados de la evaluación, se pueden incluir pares independientes adicionales en el tamaño de la muestra, y repetir la evaluación. Este procedimiento puede proporcionar una medida de la sensibilidad de los datos con respecto a los resultados de la evaluación (ver sección 2, párrafo 2.4.3.1)

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6- 3

Alternativamente, se pueden desarrollar distribuciones para los parámetros que definen un par (ej. Diámetro y profundidad de cada picadura, y la distancia entre los centros), y es posible realizar un análisis probabilístico (ver sección 2, párrafo 2.4.3.2) usando el modelo de evaluación del párrafo 6.4. 6.3.3.4 Se debe calcular el Promedio de Progresión Futura de la Picadura por Corrosión (PPR). Este no es un procedimiento rígido porque las picaduras pueden aumentar en tamaño (profundidad y diámetro), aumentar en densidad y además porque una región de picadura por corrosión puede aumentar en tamaño. Todas la dimensiones de picadura utilizadas en las evaluaciones de esta sección deben estar basadas en el mejor cálculo de tamaño futuro. En el párrafo 6.5 se incluye una discusión relacionada con el cálculo de vida remanente para la picadura por corrosión. 6.3.3.5 Se requiere la siguiente información para evaluaciones nivel 1 y nivel 2. a.

La información específica requerida para evaluaciones nivel 1 y nivel 2 se resume en los párrafos 6.4.2.2 y 6.4.3.2, respectivamente. El formato de la tabla 6.1 puede ser utilizado para registrar esta información.

b. Se deben determinar los parámetros s y c si el daño por picadura es localizado (ver figura 6.5) o si el daño está confinado a una región localizada de pérdida de metal (ver figura 6.6). Además es necesario determinar los parámetros requeridos según la sección 5. 6.3.3.6 La información requerida para realizar una evaluación de nivel 3 depende del método de análisis utilizado. En general se puede utilizar un procedimiento de carga límite usando una técnica numérica para establecer condiciones de operación aceptables. Para este tipo de análisis se debe obtener una descripción de la picadura, similar a la requerida para una evaluación de nivel 2, junto con la resistencia límite del material y la curva de esfuerzo- tensión.

6.3.4

Recomendaciones para la Técnica de Inspección y los Requisitos de dimensionamiento

6.3.4.1 La medición precisa de la picadura por corrosión es difícil. Se debe tener cuidado para garantizar que se midan las dimensiones correctas porque las picaduras a menudo tienen formas irregulares como se muestra en la figura 6.3 o están llenas de escamas. Generalmente se utilizan calibradores de picaduras para medir la profundidad y reglas para medir el diámetro y la distancia entre centros. También se pueden emplear métodos ultrasónicos para medir el grosor de la pared de las picaduras con diámetros grandes y el grosor promedio de placa en el área de la picadura. 6.3.4.2 Es difícil detectar picaduras de diámetro pequeño o medir la profundidad usando métodos ultrasónicos. Las técnicas de escáneo son aconsejables al medir el grosor en una región adelgazada o picada localmente. También es posible usar la radiografía para caracterizar el daño en regiones picadas. 6.3.4.3 Si la superficie está escamada, sucia o tiene un recubrimiento dañado, puede se necesario limpiar para obtener mediciones mediciones más precisas. precisas.

6.4


6.4.1

Generalidades

6.4.1.1 Si la profundidad de todas las picaduras es menor que la provisión de corrosión/ erosión especificada y existe un grosor adecuado para el daño futuro por picadura (ver párrafo 6.5.1), sólo se requiere registrar la información: de otra manera, se requiere una evaluación. 6.4.1.2 En la figura 6.1 se presenta una vista general de los niveles n iveles de evaluación. Las evaluaciones de nivel 1 se limitan a componentes cubiertos por un código o estándar reconocido que tengan una ecuación de diseño que relacione específicamente presión y grosor de pared requerido. La única carga

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6- 4

considerada es la presión interna y se utilizan los valores promedio de los tres parámetros de caracterización de las picaduras para describir el daño. Los procedimientos de nivel 1 pueden ser usados para evaluara cuatro categorías picadura por corrosión: picadura general, picadura localizada, picadura dentro de un áreas adelgazada localmente, y un área adelgazada en una región de picadura general. Los procedimientos de nivel se usan para evaluar componentes que no satisfagan los criterios de nivel 1. Las normas de evaluación de nivel 2 proporcionan un mejor cálculo de la integridad estructural de un componente usando seis parámetros para describir el daño. También se pueden evaluar las mismas mismas cuatro categorías de daño por picadura descritas descritas en la evaluación de nivel 1 en un nivel 2. Además este nivel de evaluación puede ser usado cuando el daño ocurre en ambos lados del componente. Las evaluaciones de nivel 3 pueden ser usadas en componentes que no estén cubiertos o no pasen los niveles 1 o 2. Los procedimientos de nivel 3 tienen el propósito de evaluar regiones más complejas de picaduras, condiciones de carga y componentes con detalles donde sólo se suministran normas de diseño limitadas en el código o estándar de construcción original. En una evaluación de nivel 3 normalmente se utilizan técnicas de análisis de esfuerzo detalladas.

6.4.2


6.4.2.1 La evaluación de nivel 1 se simplifica en el sentido de que no tiene en cuenta la orientación del par de picaduras con respecto a la dirección del esfuerzo máximo; por lo tanto, los resultados serán conservadores. En la figura 6.2 se muestra una guía para realizar una evaluación para las cuatro categorías de picaduras descritas en el párrafo 6.2.1. 6.4.2.2 El siguiente procedimiento puede ser utilizado para evaluar los componentes descritos en el párrafo 6.2.3.1. Si se encuentra que la falla es inaceptable, el procedimiento puede ser usado para establecer una nueva MAWP o MFH. a.

Paso 1- Determine D etermine los siguientes parámetros: D

= Diámetro interior del cilindro, cono (en el sitio de la falla), esfera o cabeza; para la sección central de una cabeza elíptica se utiliza un diámetro interior equivalente K cDc donde Dc es el diámetro interior de la pestaña recta de la cabeza y K c es un factor definido en el apéndice A, párrafo A.3.6 para la sección central de una cabeza torisférica se usa dos veces el radio de la corona de la sección esférica (mm) FCA = Provisión Provisión de Corrosión futura calculada (mm) RSFa = Factor de Resistencia Remanente Permisible Permisible (ver sección), y t = Grosor actual en cercanías del daño por picadura, generalmente es el grosor nominal menos la pérdida de metal uniforme (mm) b. Paso 2- Determine los siguientes parámetros para cada par de picaduras, k, que se está evaluando. Se recomienda incluir por lo menos diez pares de picaduras en la evaluación para obtener un promedio estadístico del Factor de Resistencia Remanente. di,k d j,k Pk Wi,k W j,k c.

= Diámetro de la picadura i en el par k (mm), = Diámetro de la picadura j en el par k (mm), = Espaciamiento entre las picaduras del par K (mm) = Profundidad Profundidad de la picadura i en en el par k (mm) = Profundidad Profundidad de la picadura j en en el par k (mm)

Paso 3- Determine el grosor mínimo requerido, tmin (ver apéndice A, párrafo A.2)

d. Paso 4- Determine la profundidad de cada picadura por debajo de tmin en todos los pares, Ŵ i,k y Ŵ j,k (ver figura 6.4) y compute la profundidad promedio de la picadura, Ŵ avg considerando todas las lecturas. En las siguiente ecuaciones, la variable k representa el par kth y n es número total de pares registrados en el momento de la inspección. De acuerdo con el paso 2, se deben usar por lo menos 10 10 pares (n=10) en la evaluación.

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6- 5

e.

Paso 5- Determine el diámetro promedio de la picadura y el espaciamiento. El diámetro promedio, d avg , se basa en todas las picaduras incluidas en el número de pares registrados en el momento de la inspección. El espaciamiento promedio de las picaduras en los pares, P avg se evalúa para todos los pares registrados en el momento de la inspección considerando solamente las picaduras inmediatamente adyacentes (vecinos más cercanos, ver figura 6.4).

f.

Paso 6- calcule el Factor de Resistencia Remanente, RSF. Si Ŵ avg ≤ 0.0, RSF = 1.0, entonces se satisface el criterio RSF del nivel 1, y prosiga con el paso 8; de otra manera calcule el RSF utilizando la siguiente ecuación y prosiga con el paso p aso 7.

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g. Paso 7- Evalúe los resultados con base en el tipo de daño por picadura (ver figura 6.2): 1. Picadura diseminada: Para la picadura diseminada que ocurre en una región significativa del componente, si RSF ≥ RSFa, la picadura es aceptable según el nivel 1. Si no se satisface este criterio, entonces el componente puede ser recalibrado usando las ecuaciones de la sección 2, párrafo 2.4.2.2. Para recubrimientos cilíndricos y cónicos, si el grosor mínimo requerido determinado en el paso 3 está basado en el grosor para esfuerzo longitudinal debido a cargas complementarias, entonces se debe realizar una evaluación de nivel 2 usando el procedimiento del párrafo 6.4.3.3 6.4.3.3 . 2. Picadura localizada- Si el daño por picadura es localizado, entonces el área dañada será evaluada como una región equivalente de pérdida local de metal (LTA, ver sección 5 y figura 6.5). Las dimensiones meridional y circunferencial de la LTA equivalente deben estar basadas en las uniones físicas de la picadura observada. El grosor equivalente, teq, para LTA puede ser establecido utilizando la siguiente ecuación . Para completar el análisis, luego se evalúa LTA usando los procedimientos de nivel 1 o nivel 2 de la sección 5 con tmm igual a teq. teq = RSF t min

(6.11)

Donde, Teq RSF

= Grosor equivalente de región localizada de picaduras por corrosión, = Factor de Resistencia Remanente para daño por picaduras utilizando el párrafo 6.4.2.2.f ( el párrafo 6.4.3.2.f debe ser utilizado si se realiza una u na evaluación de nivel 2)

3. Región de Pérdida Local de Metal en un área de picadura diseminada- Si una de pérdida local de metal está ubicada en un área de picadura diseminada, entonces el factor de Resistencia Remanente puede ser determinado utilizando la siguiente ecuación. Si RSFcomb ≥ RSFa, entonces la picadura es aceptable según el nivel 1. Si no se satisface el criterio, entonces el componente puede ser recalibrado utilizando las ecuaciones de la sección 2, párrafo 2.4.2.2. con el factor de resistencia remanente. RSFcomb = RSF pit RSFlts

(6.12)

Donde, RSFcomb = Factor de Resistencia Remanente que incluye los efectos del daño por picadura y un área área adelgazada localmente. localmente. RSF pit = Factor de Resistencia Resistencia Remanente para daño por picaduras picaduras calculado utilizando el párrafo 6.4.2.2.f ( el párrafo 6.4.3.2.f debe ser utilizado si se realiza una evaluación de nivel 2) RSFlta = Factor de Resistencia Resistencia Remanente para un área delgada local calculado utilizando los métodos provistos en la sección 5 (Observe que se deben ignorar las picaduras individuales en este cálculo) 4. Picadura confinada dentro de una Región de Pérdida Localizada de Metal- Si el daño por picadura está confinado confinado dentro de una región región de pérdida localizada localizada de metal (ver (ver figura 6.6), entonces los resultados pueden ser evaluados usando la metodología del subpárrafo 3. h. Paso 8- Revise las limitaciones recomendadas recomendadas en las dimensiones de picadura individual:

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1. Diámetro de la picadura- Si no se satisface la siguiente ecuación para una picadura individual, entonces debe ser evaluada como área delgada local usando los métodos de evaluación de la sección 5. El tamaño del área delgada local es el diámetro de la picadura y más adelante se define el promedio de grosor remanente. Esta revisión es requerida para picaduras mayores con el fin de garantizar que no ocurra una falla de ligamento local en la base de la picadura. picadura. d ≤ Q √ Dtmin

(6.13)

El valor de Q en la ecuación anterior puede ser determinada usando la sección 4, tabla 4.4 y es una función del promedio de grosor remanente, Rt, para cada picadura dado por la siguiente ecuación dondeŴ es la profundi dad de la picadura en evaluación según lo calculado en el paso 4. Tmin – ŵ - FCA

R t =

(6.14)

Tmin

2. Profundidad de la Picadura- Se recomienda el siguiente límite sobre el promedio de grosor remanente para evitar una falla local caracterizada por un escape tipo agujero. El criterio se expresa en términos del promedio de grosor remanente así: Rt ≥ 0.20

(6.15)

6.4.2.3 Si el componente no cumple con los requerimientos de evaluación de nivel 1, entonces se pueden considerar los siguientes puntos: a.


b. Ajuste FCA aplicando técnicas correctivas ( ver sección 4, párrafo 4.6) c.


d. Realice una evaluación nivel 2 o nivel 3.

6.4.3


6.4.3.1 El procedimiento de evaluación en el Nivel 2 proporciona un mejor cálculo del Factor de Resistencia Remanente para daño por picadura en un componente sometido a carga de presión y carga complementaria para recubrimientos cilíndricos y cónicos. Este procedimiento tiene en cuenta la orientación de los pares de picaduras con respecto a la dirección de esfuerzo máximo. En la figura 6.2 aparece una guía para realizar una evaluación para las cuatro categorías de picadura descritas en el párrafo 6.2.1. 6.4.3.2 El siguiente procedimiento puede ser usado para evaluar los componentes descritos en el párrafo 6.2.3.1. Si se encuentra que la falla es inaceptable, el procedimiento puede ser usado para establecer una MAWP o MFH. a.

Paso 1- Determine los parámetros del párrafo 6.4.2.2.a.

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b. Paso 2- Determine los parámetros del párrafo 6.4.2.2.b. Además, determine la orientación del par de picaduras medida desde la dirección del esfuerzoσ 2 del componente, θ k (ver figura 6.4); para un análisis conservador coloque θ k = 0.0 grados. Se recomienda analizar por los menos 10 pares de picaduras picaduras para obtener un promedio estadístico estadístico del Factor Factor de Resistencia Resistencia Remanente. c.

Paso 3- Determine el grosor mínimo requerido, tmin (ver apéndice A, párrafo A.2)

d. Paso 4- Determine la profundidad de cada picadura por debajo de tmin en todos los pares Ŵ i,k y y Ŵ j,k (ver párrafo 6.4.2.2.d) e.

Paso 5. Calcule los componentes del campo de esfuerzo de la membrana, σ 1 y σ2 (ver figura 6.4) Las ecuaciones de esfuerzo de membrana para los componentes del recubrimiento están incluidas en el apéndice A.

f.

Paso 6- para el par de picaduras k, calcule el factor de Resistencia Remanente: 1. Análisis de Capa Sencilla – Este análisis puede ser usado cuando la picadura ocurre en un lado del componente (ver figura 6.4). En este caso se ajusta el RSF para tmin (ver figura 6.4b); si Ŵavg ≤ 0.0 entonces RSF k = 1.0 para este par.

Donde

y

se definen en el párrafo 6.4.2.2.d y 6.4.2.2.e, respectivamente, respectivamente,

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6- 9

2. Análisis de múltiples capas- Este análisis se utiliza para tener en cuenta la picadura en ambos lados del componente (ver figura 6.79. En este análisis Ŵavg,k , se establece para cada capa independiente considerando todos los pares. La selección del número de capas, N, está basada en la profundidad de las picaduras en ambos lados del componente. El grosor del componente se divide capas con base en el daño (ver figura 6.7), y el RFS se calcula usando la siguiente ecuación y considerando todas las capas que contengan picaduras (la capa sólida no se incluye, ver figura 6.7.a ) Este valor de RSF no se ajusta para tmin; por lo tanto, la MAWP usada con esta expresión se debe basar en el grosor actual del componente, t.

g. Paso 7- repita el paso 6 para todos los pares, n, registrados en el momento de la inspección. Determine el valor promedio de los Factores de Resistencia Remanente, RSF, encontrado en el paso 6 y designe este valor como como RSF para la región región de picadura por corrosión. corrosión. 1 RSF = n

n

∑

k=l

RSFk

(6.24)

h. Paso 8- Evalúe los resultados con base en el tipo de daño por picadura utilizando los criterios del párrafo 6.4.2.2.g. 6.4.2.2.g. i.

Paso 9- Revise las dimensiones de las picaduras individuales, usando los criterios del párrafo 6.4.2.2.h.

6.4.3.3 Los procedimientos de evaluación de este párrafo pueden ser usados para determinar la aceptabilidad de la dirección del esfuerzo longitudinal en un recubrimiento cilíndrico o tubo con daño por picadura sometido a presión o cargas complementarias. La aceptabilidad de la dirección de esfuerzo circunferencial se evalúa usando el párrafo 6.4.3.2. a.

Cargas complementarias- Estos tipos de cargas pueden dar como resultado una fuerza axial de sección neta, un momento de pandeo, corte y torsión que se estén aplicando a la sección transversal que contenga la falla (párrafo A.2.6., apéndice A). Las cargas complementarias incluidas en la evaluación deben abarcar aquellas que produzcan efectos controlados por carga y controlados por tensión. Por lo tanto la fuerza axial de sección neta, el momento de pandeo, la torsión y el corte deben ser calculados para los dos casos de carga: peso y peso más temperatura (ver sección 5, párrafo p árrafo 5.4.3.3.a.)

b. Requerimientos Especiales para Sistemas de Tubería- Son requeridos debido a la relación entre el grosor del componente, la flexibilidad o rigidez de la tubería y el esfuerzo resultante (ver sección 5, párrafo 5.4..3.3.b) c.

Evaluación para la picadura diseminada- el siguiente procedimiento puede ser usado para evaluar los esfuerzos de la membrana permisible, del pandeo y de corte resultantes de la presión y las cargas complementarias. complementarias.

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1. Paso 1- Determine los siguientes parámetros: Di = Diámetro interior del cilindro, corregido para pérdida de metal y provisión de corrosión futura (mm) Do = Diámetro exterior del cilindro, corregido para pérdida de metal y provisión de corrosión futura (mm)FCA = 0.06” FCA= Provisión de corrosión futura aplicada a la región de pérdida local de metal (mm) LOSS = Pérdida de metal del componente (mm) t = Grosor nominal del componente (mm) σys = Esfuerzo límite (ver apéndice F) (MPa: psi) 2. Paso 2- Determine el Factor de Resistencia Remanente, RSF, el Factor de Resistencia Remanente persimible, RSF a, la presión máxima permisible, MAWP r , y las cargas complementarias en el plano circunferencial. Estos mismos factores y la presión máxima permisible para la región con daño por picaduras pueden ser establecidos usando los procedimientos del párrafo 6.4.3.2 (o el párrafo 6.4.2.2). Las cargas complementarias complementarias son determinadas de acuerdo con los párrafos 6.4.3.3. a y 6.4..3.3.b. 3. Paso 3- Compute el grosor equivalente del cilindro con daño por picaduras. Teq = B(t – LOSS – FCA)

Donde se han definido d efinido las variables previamente y Teq RSF RSFa

= Grosor equivalente (mm) = Factor de resistencia remanente del paso 2, y = Factor de resistencia remanente permisible del paso 2

4. Paso 4 – Compute el esfuerzo máximo máximo de membrana longitudinal longitudinal de sección para los casos casos de carga peso y peso más temperatura. a.

Paso 4.1- Compute las propiedades de sección del cilindro con daño por picadura, incluya la pérdida de metal uniforme anterior y la provisión de corrosión futura. Daño por picadura en la superficie interior:

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Daño por picadura en superficie exterior:

Con,

Donde, Aa = Sección transversal de apertura del cilindro (mm 2) Am = Sección transversal de metal del cilindro (mm 2) Df = Diámetro del cilindro modificado para tener en cuenta el daño por picadura (mm) Ix = Momento Momento de inercia del cilindro cilindro (mm (mm 4) teq = Grosor equivalente (mm) b. Paso 4.2 – Compute el esfuerzo máximo de membrana longitudinal de sección para los casos de carga peso y peso más temperatura.

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6- 12

Donde, F MAWPr M

σlm

=Fuerza axial de sección aplicada, determinada en el paso 2 para los casos de carga peso y peso más temperatura, según aplique (N:lbs) = MAWP permisible determinada en el paso 2 (MPa. Psi), = Momento de pandeo de sección aplicado, determinado en el paso 2 para los casos de carga peso y peso más temperatura , según aplique (N:lbs) = Esfuerzo máximo de membrana longitudinal de sección computado para los casos de carga peso y peso peso más temperatura temperatura (MPa: psi)

5. Paso 5- Evalúe los resultados así: a) Se debe satisfacer la siguiente relación para el esfuerzo compresivo y el tensil en los casos de carga peso y peso más temperatura: Donde se han definido las variables previamente y

Con,

Ec

H

= Eficiencia de la unión circunferencial soldada,

= Factor de esfuerzo esfuerzo permisible permisible dependiendo dependiendo del caso de carga que se está evaluando; utilice 0.75 para el caso peso y 1.5 para el caso peso más temperatura MT = Torsión de sección sección neta aplicada, determinada determinada en el paso paso 2 para el caso de carga carga peso o peso más temperatura, según según aplique (N-mm: (N-mm: in-lbs). Teq = Grosor equivalente del paso 3 (mm) V = Fuerza de corte de sección sección neta aplicada, determinada en el paso 2 para el caso de carga peso o peso más temperatura, según aplique (N-mm: in-lbs). σcm = Esfuerzo máximo máximo circunferencial, circunferencial, calculado calculado para los casos casos de carga peso peso o carga peso térmica ( MPa:psi) máximo longitudinal calculado en el paso 4.2 para los casos de carga σlm = Esfuerzo máximo peso o carga peso térmica térmica ( MPa:psi) MPa:psi) σys = Esfuerzo Esfuerzo límite límite (ver apéndice apéndice F) (MPa: (MPa: psi) psi)

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τ

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= Esfuerzo Esfuerzo cortante máximo en la la región región de pérdida local de metal metal para los casos de carga peso o carga peso térmica ( MPa:psi)

b) Si el esfuerzo máximo longitudinal calculado en el paso 4 es compresivo, este esfuerzo debe ser menor o igual al esfuerzo compresivo permisible calculado utilizando la metodología en el apéndice B, párrafo B.4.4 o el esfuerzo de tracción permisible, cualquiera que sea más pequeño. Al utilizar la metodología del apéndice B, párrafo B.4.4 para establecer un esfuerzo compresivo permisible, se debe utilizar en los cálculos, el grosor equivalente determinado en el paso 3. 6. Paso 6- Si no se satisfacen los criterios de esfuerzo equivalente del paso 5, se deben reducir la MAWP y las cargas complementarias determinadas en el paso 2, y se repite la evaluación delimitada en los pasos 1 a 5. Alternativamente, se puede realizar una evaluación de nivel 3. d. Evaluación para la picadura localizada- Si la falla está categorizada como picadura localizada, como región de picadura diseminada con una LTA, o como picadura confinada dentro de la región de una LTA, se puede usar el párrafo 5.4.3.3. de la sección 5 una vez que se ha derivado una LTA equivalente usando los procedimientos p rocedimientos del párrafo 6.4.2.2.g 6.4.3.4 Se puede usar el procedimiento de la sección 4, párrafo 4..4.3.3 para evaluar evaluar los componentes que no tengan una ecuación de diseño que relacione específicamente presión con grosor requerido de la pared (ver sección 4, párrafo 4.3.2.1.g.). Para esta evaluación se puede establecer el grosor remanente de pared para la boquilla y el recipiente utilizando las ecuaciones del párrafo 6.4.3.3.c.3. 6.4.3.5 Si el componente no se ajusta a los requerimientos de evaluación de nivel 2, entonces se pueden considerar los siguientes puntos: a.




d. Realice una evaluación nivel 3.

6.4.4

Evaluación de nivel 3

6.4.4.1 Las técnicas de análisis de esfuerzo presentadas en el apéndice B pueden ser utilizadas para evaluar el daño por picadura en recipientes presurizados, tubería y tanques en un análisis de nivel 3. En general se recomiendan las técnicas de carga límite descritas en el apéndice B, párrafo B.3 para esta evaluación. 6.4.4.2 Si se utiliza un cómputo numérico (método de elementos finitos) para evaluar la picadura por corrosión, se pueden considerar dos alternativas para modelar las picaduras. En el primer método se pueden modelar las picaduras directamente directamente usando tres elementos finitos dimensionales. dimensionales. Este método método puede no ser práctico práctico debido a la densidad de la picadura. picadura. En el segundo método, se puede aproximar la rigidez reducida de la placa con picaduras usando constantes elásticas efectivas o desarrollando un grosor equivalente. En el Código ASME B&PV, sección VIII, División1 Apéndice AA se suministran las constantes elásticas efectivas para placas con perforaciones y plantillas de espaciamientos triangulares y rectangulares. Cualquiera de estos métodos facilitará el modelamiento del daño por picadura utilizando elementos finitos del recubrimiento; sin embargo, se deben elegir y validar los valores representativos representativos de las constantes elásticas efectivas o el grosor equivalente equivalente para su uso en la evaluación. Además si se está realizando un análisis de límite, también sería necesario investigar la validez de las constantes elásticas efectivas o el grosor equivalente en el régimen plástico.

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6- 14

6.4.4.3 Las técnicas de análisis de esfuerzo presentadas en el apéndice B pueden ser utilizadas para evaluar el daño por picadura en recipientes presurizados, tubería y tanques en un análisis de nivel 3. En general se recomiendan las técnicas de carga límite descritas en el apéndice B, párrafo B.3 para esta evaluación.

6.5


6.5.1

La aproximación MAWP proporciona una forma sistemática para determinar la vida remanente de un componente presurizado con picadura por corrosión. Al calcular la vida remanente de un daño por picadura, se debe determinar un Promedio de Propagación de Picadura con base en las condiciones ambientales y de operación.

6.5.1.1 Las picaduras pueden crecer de tres modos diferentes y se deben establecer cálculos apropiados para cada modo. Además de estos modos individuales, el daño por picadura también puede crecer por una combinación de modos. 





Aumento en el Tamaño de la Picadura- Se debe realizar un cálculo de cómo aumentará el tamaño de la picadura, su diámetro y su profundidad con el tiempo. Para un par de picaduras dado, a medida que aumenta aumenta el diámetro o la profundidad de la picadura, picadura, el RSF disminuye. Aumento en la Densidad Densidad de la PicaduraPicadura- además de que las picaduras existentes existentes continúan creciendo, se pueden formar nuevas picaduras lo cual aumenta la densidad. Esto disminuye la distancia de espaciamiento entre picaduras y el RSF. Aumento en el Tamaño de la Región de Picadura- Si la picadura está localizada, la operación futura puede dar como resultado un aumento de la región localizada. El aumento de una región local con picaduras es similar al aumento de una u na LTA.

6.5.1.2 Si no se puede realizar un cálculo de los promedios de propagación, es posible utilizar métodos correctivos para eliminar daño futuro por picaduras. 6.5.2

El siguiente procedimiento puede ser usado para determinar la vida remanente de un componente con picaduras, empleando empleando la aproximación aproximación MAWP. a. Paso 1- Determine la pérdida uniforme de metal en la región con picaduras. b. Paso 2- Usando los procedimientos descritos en el nivel 1 o nivel 2, determine la MAWP para una serie de incrementos en función de tiempo, usando un Promedio de Propagación de Picadura aplicado a la profundidad y el diámetro de la picadura. Se puede utilizar el análisis estadístico de valor extremo (6.9.3) y (6.9.4) para predecir la profundidad probable de la picadura más acentuada que no se midió, basados en los que se midieron. El valor extremo luego puede ser usado en las fórmulas para la profundidad actual de picadura. Esto garantizará que no ocurra la perforación, a menos que se considere considere que el escape escape de fluido es aceptable. aceptable. c.

Paso 3- El tamaño de picadura efectivo y el promedio de cambio en las dimensiones características características se determinan así: Wf = wc + PPR pit- profundidad tiempo

(6.42)

df = dc + PPR pit-diámetro tiempo

(6.43)

donde

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PPR pit- profundidad PPR pit-diámetro wc dc wf df

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= Promedio de cambio estimado de la profundidad característica de la picadura característico de la = Promedio de cambio estimado del diámetro picadura = Profundidad característica actual de la picadura (mm) = Diámetro característico actual de la picadura (mm) = Profundidad característica futura estimada de la picadura (mm) = Diámetro característico futuro estimado de la picadura (mm)

d.

Paso 4- si no se realizan correctivos, se debe realizar un cálculo de la densidad futura de la picadura e incluirla en el estimado de la MAWP en el paso 2.

e.

Paso 5- si la región picada es localizada, se debe realizar un cálculo del agrandamiento futuro de esta región e incluirlo en el estimado de la MAWP en el paso 2. Si existe interacción entre la picadura y una LTA, entonces esta interacción también se debe considerar en un cálculo MAWP versus tiempo.

f.

Paso 6- Determine la vida remanente a partir de una gráfica de la MAWP´versus tiempo. El tiempo en el que la curva MAWP intersecta la MAWP de diseño para el componente, se define como la vida remanente. Se toma la MAWP del equipo como el valor más pequeño de la MAWP para los componentes individuales.

6.5.3

Esta aproximación también puede ser aplicada a los tanques; sin embargo, en este caso se evalúa la altura máxima de llenado, MFH, en vez de la MAWP.

6.6

Correctivos Los métodos correctivos para la corrosión general que aparecen en la sección 4 generalmente son aplicables al daño por picadura. Sin embargo, es muy difícil remediar adecuadamente la picadura activa porque el ambiente en una picadura puede ser diferente del ambiente del fluido; por lo tanto, los tratamientos químicos pueden no ser efectivos. Además, como los revestimientos dependen de la preparación adecuada de la superficie, la cual se afecta al retirar las escamas en las picaduras, también pueden ser poco efectivos. Por consiguiente, los revestimientos en tiras pueden ser el método correctivo más adecuado.

6.7

Monitoreo en Servicio La vida remanente puede ser difícil de establecer para algunos servicios donde no se puede caracterizar adecuadamente un cálculo de la pérdida futura de metal y el agrandamiento de la región picada. En estas circunstancias, se pueden requerir correctivos y monitoreo en servicio para calificar las hipótesis hechas para establecer la vida remanente. Sin embargo, a menudo es difícil monitorear el avance de la picadura con métodos ultrasónicos. La radiografía puede ser una alternativa.

6.8

Documentación

6.8.1


6.8.2

Se deben registrar e incluir en la documentación los datos de inspección incluyendo las lecturas y sitios usados para determinar el factor RSF del daño por picadura. En la tabla 6.1 se suministra una hojas de datos de muestra para este propósito.

6.9

Referencias

6.10

Tablas y Figuras

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6- 16

Tabla 6.1 Datos Requeridos para la Evaluación de la Picadura por Corrosión Utilice este formato para resumir los datos obtenidos en una inspección de campo Identificación del Equipo: Tipo de equipo ______Recipiente Presurizado_____Tanque de almacenamiento___ Componente de Tubería Tipo de Componente y Ubicación:

Datos Requeridos para Nivel 1: Diámetro Promedio de la Picadura, d avg: Espaciamiento Promedio de la Picadura, P avg: Profundidad Promedio de la Picadura, w avg:

Datos Requeridos para los niveles 1 y 2: Par de picaduras

Pk

θk

D i,k

W i,k

D j,k

W j,k

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Figura 6.1 Vista General de los procedimientos para Evaluar un Componente con Picadura

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Figura 6.2 Categorías y Metodología de Análisis de los tipos de análisis de las picaduras

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Figura 6.3 Variación en las formas transversales de las picaduras

(a) Angosto, profundo

(b) Elíptico

(c) ancho, poco rofundo

(d) sub superficial

(e) corte sesgado

(f) Orientación Microestructural

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Figura 6.4 Parámetros para el Análisis de las Picaduras

Nota: en el ejemplo anterior: P k = P12 y θk = θ12 porque la picadura más cercana a la 1 es la 2 (a) El par de picaduras en una placa sometida al campo de esfuerzo de la membrana biaxial con σ1 ≥ σ2

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Figura 6.5 Parámetros adicionales para el Análisis de una Región Localizada de Picaduras

Región localizada con picadura

(a) Cilindro con Picadura Localizada

6.4.4.4 6.4.4.5

(c) Sección de Placa Equivalente para el análisis LTA

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Figura 6.6 Daño por Picadura Confinado a una LTA LTA con daño por Picadura

(a) Cilindro con Daño por Picadura Confinado a una LTA

Notas: 1. Las dimensiones s y c definen la región de daño localizado por picadura 2. Se usa un RSF combinado en la evaluación (ver párrafo 6.4.2.2)

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Figura 6.7 Modelo de Recubrimiento en Capas para Evaluar el Daño por Picadura en Ambas Superficies

(a) el daño por picadura de Ambas Superficies no se sobreponen entre sí

(b) Superposición de daños por picadura de ambas superficies Notas: 1. En la figura 6.7(a) cinco de las seis capas son usadas para modelar el daño por picadura, la capa cuatro designada como t4 no está incluida en el cálculo del RSF (ver párrafo 6.4.3.2.f.2) porque no hay daño por picadura en ella. 2. El número de capas empleadas en la evaluación se establece con base en la penetración más profunda de las picaduras individuales incluidas en los datos de los pares de picaduras. Se asigna una capa con base en la profundidad de cada picadura hasta que se cubran todas. Utilizando este procedimiento, existirá una capa única de material (ver detalla (a)) en la medida en que la profundidad del daño por picadura de las superficies interior y exterior del componente no se superpongan (ver detalle (b)) 3. La superposición de daños por picadura de ambas superficies no es aceptable en una evaluación de nivel 1 o nivel 2.

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6.11


6- 24


6.11.1 Problema de Ejemplo 1- Se ha descubierto picadura por corrosión ampliamente diseminada en la sección cilíndrica de un recipiente presurizado durante una inspección. Más adelante se presenta la información relacionada con el recipiente y la inspección. El recipiente fue diseñado y construido según el código ASME B&PV, sección VIII, División 1. Determine si el recipiente es aceptable para operación bajo las condiciones actuales de presión y temperatura. Información de diseño del recipiente Condiciones de Diseño Diámetro Interior Grosor de pared Pérdida Uniforme de Metal Provisión de Corrosión Futura Material Eficiencia de la Unión Soldada

= 500 psi@ 450°F = 60 pulg. = 1- 1/8 pulg. = 0.03 pulg = 0.05 pulg = SA 516 Grado 70 = 0.85

Datos de inspección

Datos de Inspección

Realice una Evaluación de nivel 1 según el párrafo 6.4.2 Paso 1- Determine los siguientes parámetros:

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Paso 1- Determine los parámetros para cada par de picaduras que se está evaluando. En la tabla de datos de inspección aparecen los diámetros de picadura, el espaciamiento de los pares y la orientación. Paso 3- Calcule el grosor mínimo requerido, tmin, con base en la temperatura y presión actuales de diseño (ver apéndice A)

Paso 4- Determine la profundidad real de cada picadura en todos los pares. Por ejemplo, las profundidades promedio y las reales para el primer par son:

La profundidad promedio de picadura para todas es:

Paso 5- Determine el diámetro de picadura promedio espaciamiento de pares. El diámetro promedio para el primer par es:

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El diámetro promedio y el espaciamiento para todas las picaduras es:

Paso 6- Calcule el Factor de Resistencia Remanente , RSF:

Paso 7- Evalúe los resultados con base en el tipo de daño por picadura: Picadura diseminada con (RSF= 0.7734) < (RSFa = 0.9); por lo tanto ser requiere una recalibración. La presión de operación reducida es:

Paso 8- Revise las limitaciones recomendadas sobre las dimensiones de al picadura. Todas las profundidades de picadura deben ser revisadas. En este ejemplo sólo se examina la primera picadura del par número uno para ilustrar el procedimiento. Las dimensiones de la picadura y el promedio de grosor remanente:

Profundidad de picadura: Verdad

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Realice una Evaluación de Nivel 2 según el párrafo 6.4.3 Paso1- Determine los siguientes parámetros (ver paso 1 de la evaluación de Nivel 1)

t = 1.095 Paso 2- Determine los parámetros para cada para que se está evaluando. En la tabla de datos de inspección aparecen los diámetros de picadura, el espaciamiento de pares y la orientación. Paso 3- Calcule el grosor mínimo requerido, t min, con base en la temperatura y presión actuales de diseño (ver paso 3 de la Evaluación de nivel 1) tmin= 1.032” Paso 4- Determine la profundidad real de cada picadura en todos los pares (ver paso 4 de la Evaluación de nivel 1)

Paso 5- Calcule los componentes del campo de esfuerzo de la membrana σ 1 y σ2 (ver figura 6.4)

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Paso 6- Calcule el factor de resistencia remanente para cada par de picaduras- un cálculo de ejemplo para el primer par se presenta a continuación: Del paso 4 del nivel 1 Del paso 4 del nivel 1

Paso 7- Repita el paso 6 para todos los pares de picaduras. Determine el valor promedio del número total, n, de los factores de Resistencia Remanente, RSF k , encontrados en el paso 6 y designe este valor como RSF para la región de picadura. Los resultados del cálculo para todas las picaduras aparece en la siguiente tabla.

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El RSF para la evaluación se toma como el valor promedio para todos los pares de picaduras:

Paso 8- Evalúe los resultados con base en el tipo de daño por picadura: Picadura diseminada con (RSF= 0.8491) < (RSFa = 0.9); por lo tanto se requiere una recalibración. La presión de operación reducida es:

Paso 8- Revise las limitaciones recomendadas sobre las dimensiones de la picadura, ver paso 8 de la evaluación de nivel 1 para un cálculo de ejemplo. 6.11.2 Problema de ejemplo 2- En un recipiente presurizado se ha encontrado una región de picadura localizada. A continuación aparecen los datos del recipiente. El recipiente fue diseñado y construido según el Código ASME B&PVE, sección VIII, División 1. En el ejemplo 1 ser proporcionan los datos de inspección para la picadura localizada. La región de picadura está ubicada a 60 pulgs. de la discontinuidad estructural más cercana. Determine si el recipiente es aceptable para operación bajo las condiciones de MAWP y temperatura actuales. Información de diseño del recipiente Condiciones de Diseño Diámetro Interior Grosor de pared Pérdida Uniforme de Metal Provisión de Corrosión Futura Material Eficiencia de la Unión Soldada

= 280 psi@ 450°F = 120 pulg. = 1.375 pulg. = 0.03 pulg = 0.06 pulg = SA 285 Grado C = 1.0

Datos de inspección Datos de los pares de picaduras- Ver ejemplo 1. Dimensiones características de la picadura localizada (ver figura 6.5) s= 40” c= 20” La región con picadura localizada esta retirada de todos los cordones de soldadura. Realice una evaluación de nivel 1 Realice una evaluación de nivel 1 según el párrafo 6.4.2.1.

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Determine los siguientes parámetros:

1.375”- 0.03” = 1.345” Paso 2- Determine los parámetros para cada para que se está evaluando. En la tabla de datos de inspección aparecen los diámetros de picadura, el espaciamiento de pares y la orientación. Paso 3- Calcule el grosor mínimo requerido, t min, con base en la temperatura y presión actuales de diseño (ver apéndice A)

Paso 4- Determine la profundidad real de cada picadura en todos los pares. Por ejemplo la profundidad real para las picaduras del primer par es:

La profundidad promedio para todas las picaduras es:

Paso 5- Determine el diámetro promedio y el espaciamiento de pares para todas las picaduras

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El diámetro promedio y el espaciamiento de pares para todas las picaduras es:

Paso 6- Calcule el factor de resistencia remanente, RSF:

Paso 7- Evalúe los resultados con base en el tipo de daño por picadura. La picadura es localizada; por lo tanto determine el grosor remanente equivalente para uso en una evaluación LTA y realice una evaluación de nivel 1 según la sección 5.

Determine la aceptabilidad para operación- Realice una evaluación de nivel 1de la LTA equivalente según la sección 5. Paso 7.1 Determine el perfil de grosor crítico y los siguientes parámetros: D = 120” FCA = 0.06” gr no se requiere para el análisis de una LTA Lmsd = 60” MAWP = 280 psig RSFa = 0.90 Paso 7.2- Calcule el grosor mínimo requerido, t min, con base en la presión y temperatura actuales de diseño. tmin= 1.281” Paso 7.3- Determine el grosor mínimo medido, tmm, las dimensiones del defecto (ver sección 5, párrafo 5.3.3.2) y el parámetro de recubrimiento, λ Sólo hay una LTA en el recipiente; por lo tanto los criterios de espaciamiento defecto a defecto no deben ser revisados. tmm = teq = 0.034” 1.034 – 0.06” Rt =

= 0.7603 1.281

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s = 40” c = 20”

λ=

1.285 (40”)

√120” (0.281”)

=

4.245

Paso 7.4 – Revise los criterios de tamaño limitante de defecto para una evaluación de nivel 1 de la sección 5. (R t = 0.7603) ≥ 0.20

Verdad

(tmm – FCA = 1.034” – 0.06” = 0.974”) ≥ 0.10”

Verdad

(Lmsd = 60”) ≥ (1.8 √120” (1.281”) = 22”)

Verdad

Paso 7.5- Revise los criterios para un defecto en forma de ranura. Este paso no es aplicable porque la región de pérdida localizada de metal está categorizada como LTA. Paso 6 – Evalúe la extensión longitudinal de la falla.


, la extensión longitudinal del defecto es inaceptable. R t = 0.7603

La presión recalibrada es

Mt = (1 +0.48 (4.145) 2)0.5 = 3.041 0.7603 RSF =

= 0.8254 1 1

- (1- 0.7603) 3.041 0.8254

MAWPr = (280 psig)

= 256.8 psig 0.90 c

Paso 7.8 – Evalúe la extensión circunferencial del defecto. De la figura 5.7, con La extensión circunferencial del defecto es aceptable.

20”

= = 0.167 D 120” R = 0.7603

Paso 8- Evalúe las limitaciones recomendadas sobre las dimensiones ( se deben revisar todas las picaduras. En este ejemplo sólo se evalúa el primer par de picaduras)

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Dimensiones de la picadura y Promedio de Grosor Remanente: Las dimensiones de la picadura y el promedio de grosor remanente: 0.496” Profundidad de picadura: 1.281” – 0.496”- 0.06” =0.565 1.281” Verdad 0.565 De la tabla 4.4; Q= 0.67 =0.67

√(2

60.09”)(1.281”) = 8.3

Verdad

Profundidad de la picadura (Rt= 0.565) ≥ 0.20

Verdad

Realice una evaluación de nivel 2 según el párrafo 6.4..3.2 Paso 1- Determine los siguientes parámetros (los diámetros de picadura, el espaciamiento entre pares y la orientación aparecen en la tabla de datos de inspección, ver problema de ejemplo No.1) D = 120” LOSS= 0.03” FCA = 0.06” RSFa = 0.9 t = 1.345” Paso 2- Determine los parámetros para cada par de picaduras que se está evaluando. Los diámetros de picadura, el espaciamiento entre pares y la orientación aparecen en la tabla de datos de inspección, ver problema de ejemplo No.1 Paso 3- Calcule el grosor mínimo requerido, t min, con base en la presión y temperatura de diseño actuales (ver paso 3 de la evaluación de nivel 1)

Paso 4- Determine la profundidad real de cada picadura en todos los pares. Por ejemplo la profundidad real para la primera picadura en el par número 1 es (ver paso 4 de la evaluación de nivel 1):

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Paso 5- Calcule los componentes del campo de esfuerzo de membrana, σ1 σ2 (ver figura 6.4)

Paso 6- Calcule el factor de Resistencia Remanente para cada par de picaduras- En el paso 6 de la evaluación de nivel 2 en el problema 1 aparece cómo se debe calcular el factor de resistencia remanente para un par. Paso 7- Repita el paso 6 para todos los pares. Determine el valor promedio del número total, n, de los factores RSFk, encontrados en el paso 6 y designe este valor como RSF para la región de picadura. Los resultados del cálculo para todos los pares aparecen en la siguiente tabla.

Par de picaduras

El RSF para la evaluación se toma como el valor promedio para todos los pares: 0.8720

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Paso 8- Evalúe los resultados con base en el tipo de daño por picadura. La picadura es localizada; por lo tanto determine el grosor remanente equivalente para uso en una evaluación LTA y realice una evaluación de nivel 1 según la sección 5. (0.8720)(1.281”)= 1.117” Determine la aceptabilidad para operación- Realice una evaluación de nivel 1de la LTA equivalente según la sección 5. Paso 8.1 Determine el perfil de grosor crítico y los siguientes parámetros: D = 120” FCA = 0.06” gr no se requiere para el análisis de una LTA Lmsd = 60” MAWP = 280 psig RSFa = 0.90 Paso 8.2- Calcule el grosor mínimo requerido, t min, con base en la presión y temperatura actuales de diseño. tmin= 1.281” Paso 8.3- Determine el grosor mínimo medido, t mm, las dimensiones del defecto (ver sección 5, párrafo 5.3.3.2) y el parámetro de recubrimiento, λ Sólo hay una LTA en el recipiente; por lo tanto los criterios de espaciamiento defecto a defecto no deben ser revisados. tmm = teq = 1.117” 1.117 – 0.06” Rt =

= 0.8251 1.281

s = 40” c = 20”

λ=

1.285 (40”)

√120” (1.281”)

=

4.145

Paso 8.4 – Revise los criterios de tamaño limitante de defecto para una evaluación de nivel 1. (R t = 0.8251) ≥ 0.20

Verdad

(tmm – FCA = 1.117” – 0.06” = 1.057”) ≥ 0.10”

Verdad

(Lmsd = 60”) ≥ (1.8 √120” (1.281”) = 22”)

Verdad

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Paso 8.6 – Revise los criterios para un defecto en forma de ranura. Este paso no es aplicable porque la región de pérdida localizada de metal está categorizada como LTA. Paso 8.7-– Evalúe la extensión longitudinal de la falla.


, la extensión longitudinal del defecto es inaceptable. R t = 0.8251

La presión recalibrada es

Mt = (1 +0.48 (4.145) 2)0.5 = 3.041 0.8251 RSF =

= 0.8755 1 1

- (1- 0.8251) 3.041 0.8755

MAWPr = (280 psig)

= 272.4 psig 0.90 c

Paso 7.8 – Evalúe la extensión circunferencial del defecto. De la figura 5.7, con La extensión circunferencial del defecto es aceptable.

20”

= = 0.167 D 120” R = 0.08251

Paso 9- Revise las limitaciones recomendadas sobre las dimensiones de la picadura, ver paso 8 de la evaluación de nivel 1.

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6- 37

SECCIÓN 7- Evaluación de Ampollas y Laminaciones (Enero, 2000)

7.1

Generalidades

7.1.1

En esta sección se proporcionan los procedimientos de evaluación de Competencia para el Servicio (FFS) para componentes presurizados con ampollas y laminaciones por hidrógeno, excepto por el daño HIC o SOHIC. Los procedimientos de evaluación para ampollas y laminaciones aparecen en los flujogramas contenidos en las figuras 7.1 y 7.2, respectivamente.

7.1.2

La ampolladura es causada por la acumulación de hidrógeno en las imperfecciones del acero, tales como laminaciones o incisiones. La ampolladura normalmente ocurre en H 2S a baja temperatura o en ambientes de ácido hidrofluorhídrico que cargan el hidrógeno atómico en el acero. El hidrógeno se combina en las imperfecciones para formar hidrógeno molecular que es demasiado grande para dispersarse. El hidrógeno se acumula y da como resultado la formación de alta presión que ocasiona esfuerzos locales que exceden la resistencia a la fluencia del material cerca de estas imperfecciones. La cedencia del material y la deformación plástica subsiguiente en forma de protuberancia debido a la carga de presión dan como resultado una ampolla. Algunas veces las fracturas se pueden extender desde la periferia de una ampolla y hacia dentro de la pared, particularmente si la ampolla está ubicada cerca de una soldadura.

7.1.3

Las laminaciones son un plano de no fusión en el interior de una placa de acero que resulta durante el proceso de manufactura del acero. Las laminaciones generalmente son detectadas durante un examen ultrasónico. Las que son paralelas a la superficie de la placa y no están próximas a discontinuidades estructurales no son perjudiciales, a menos que estén en servicios de carga de hidrógeno y cerca de una soldadura.

7.2

Aplicabilidad y limitaciones del procedimiento

7.2.1

Los procedimientos FFS descritos más adelante pueden ser usados para evaluar la aceptabilidad de ampollas y laminaciones sometidas a las limitaciones de esta sección. Estos procedimientos cubren las ampollas con protuberancia externa o interna. También se incluyen métodos de análisis para las laminaciones que son paralelas a la superficie de la placa o atraviesan el componente.

7.2.2

Se proporcionan métodos de cálculo para recalibrar el componente si no se satisfacen los criterios de aceptación de esta sección. Para componentes presurizados (recipientes y tubería), se pueden usar los métodos de cálculo para encontrar una presión de trabajo máxima permisible (MAWP) y una temperatura coincidente. Para los componentes de tanques, se pueden usar los métodos para determinar una altura de llenado máxima reducida (MFH).

7.2.3

Más adelante se estudian detalles específicos pertinentes a la aplicabilidad y limitaciones de cada uno de los procedimientos de evaluación.

7.2.3.1 Los procedimientos de evaluación de nivel 1 y nivel 2 para ampollas se aplican sólo si se satisfacen las siguientes condiciones: a.

Los criterios de diseño original estaban de acuerdo con un código o estándar reconocido (ver sección 1, párrafos 1.2.2 o 1.2.3.)

b. La temperatura de operación es menor de 204.4°C (400°F) para aceros carbón o aceros de baja aleación, o está por debajo de la curva de diseño aplicable en API 941, cualquiera que sea mayor. Las ampollas asociadas con el ataque de hidrógeno a alta temperatura se excluyen específicamente de esta evaluación.

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c.


7-2

Se considera que el material es dúctil y no está sometido a fragilización durante la operación debido a la temperatura o el ambiente de proceso (ver sección 5, párrafo 5.2.3.1.c)

d. El componente no está en servicio cíclico (ver sección 4, párrafo 4.2.3.1.d) e.

Existen protuberancias físicas descubiertas por examen visual o UT. Si no hay protuberancia física, el defecto debe ser evaluado como laminación.

f.

La geometría del componente es una de las citadas en la sección 4, párrafo 4.2.3.1.f.

g. Las cargas aplicadas se limitan a presión interna o externa. h. Los procedimientos de evaluación de esta sección no son aplicables a daño HIC o SOHIC (ver apéndice G, párrafo G.3.5) 7.2.3.2 Se debe realizar una evaluación de nivel 3 para ampollas cuando no se satisfacen los requerimientos del párrafo 7.2.3.1 o cuando la ampolla está ubicada cerca de un cordón de soldadura (ver párrafo 7.4..2.1b.5), o de una discontinuidad estructural mayor (ver párrafo 7.4.2.1.b.6). Además se requiere un evaluación de nivel 3 para valorar un componente con varias ampollas cercanas entre sí (ver figura 7.3) 7.2.3.3 Los procedimientos de evaluación de nivel 1 y nivel 2 para laminaciones sólo se aplican si la laminación está ubicada paralela a la superficie de la placa y no tiene una fractura asociada con ella. Si la laminación no está paralela a la superficie de la placa, entonces el defecto debe ser evaluado como fractura usando los procedimientos de la sección 9.

7.3


7.3.1

Información del Diseño del Equipo Original En la sección 2, párrafo 2.3.1. se suministra una vista general de la información del equipo original

7.3.2

Historia Operacional y de Mantenimiento En la sección 2, párrafo 2.3.2 se presenta una vista general de la historia operacional y mantenimiento del equipo requeridos para una evaluación.

7.3.3

Datos/ mediciones requeridos para una evaluación FFS

7.3.3.1 Los datos y medidas requeridos para la evaluación de una ampolla son: a.

Dimensiones de la ampolla – El tamaño de la ampolla que se usa en la evaluación se basa en los siguientes requerimientos. 1. Diámetro de la ampolla- las dimensiones de la ampolla que se registran dependen del nivel de evaluación y se definen más adelante. a) Evaluación de Nivel 1- Se debe tomar la dimensión más grande, s o c, como el diámetro (ver figura 7.4) b) Evaluación de nivel 2- Las dimensiones de la ampolla en las direcciones longitudinal o circunferencial, s y c, deben ser registradas de acuerdo con el método utilizado en la sección 5 para caracterizar una región de pérdida localizada de metal. 2. Espaciamiento ampolla a ampolla, L b – Se deben tomar las medidas para determinar el espaciamiento ampolla a ampolla (incluyendo todos los vecinos más cercanos, ver figura

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7-3

7.3). Esta información debe ser detallada y suministrada en un esquema de inspección. Si hay mútiples ampollas cercanas entre sí, el tamaño a usar en la evaluación se establece considerando los efectos de las ampollas vecinas, usando el criterio para pérdida local de metal descrito en la sección 5 (ver figura 5.5.) Además si la distancia entre dos ampollas adyacentes (medida de borde a borde) es menor que o igual a dos veces el grosor nominal de la placa, se deben combinar y evaluar como una sola. b. Dirección y proyección de la protuberancia, B p- Se debe registrar la dirección de la protuberancia de la ampolla, hacia dentro o hacia fuera del componente presurizado, y su proyección por encima de la superficie del cuerpo (ver figura 7.4) c.

Grosor de pared mínimo medido de la ampolla, t mm- Para una ampolla interna esta es la distancia desde la superficie exterior a la ampolla, y para una externa, esta es la distancia de la superficie interior a la ampolla (ver figura 7.4)

d. Fractura en la periferia de la ampolla- Se debe examinar la ampolla para determinar si hay fracturas que se extiendan en el plano de la ampolla y hacia dentro de la pared. e.

Fractura en la Corona de la Ampolla y Hoyos de ventilación- Las facturas en la corona de las ampollas (ver figura 7.5) afectan el cálculo de la resistencia; por lo tanto se debe registrar la dimensión s c si hay facturas. Alternativamente, la ampolla puede haber sido perforada (ver figura 7.6) previamente para aliviar la presión interna disminuyendo así la posibilidad de crecimiento futuro. Si es así el diámetro del hoyo de ventilación puede ser usado para s c.

f.

Distancia de la Ampolla a uniones Soldadas, L w – Se deben tomar mediciones para determinar el espaciamiento de las ampollas respecto a las uniones soldadas (ver figura 7.7). Esta información es importante porque si la ampolla está cerca de la soldadura puede ocurrir fractura de la pared. Se debe detallar y suministrar esta información en un esquema de inspección.

g. Distancia de la Ampolla a Discontinuidades Estructurales Mayores, L msd- Se deben tomar mediciones para determinar la ubicación de la ampolla respecto a discontinuidades estructurales mayores tales como transiciones cilíndricas a cónicas y accesorios de boquilla. Se debe detallar y suministrar esta información en un esquema de inspección. 7.3.3.2 La información anterior se debe registrar en un formato similar al que aparece en la tabla 7.1. Además se recomienda la creación de esquema detallado en el momento de la inspección donde se muestre la información del párrafo 7.3.3.1. 7.3.3.3 Los datos y mediciones requeridos para una laminación son similares a los de las ampollas, pero se limitan a los párrafos 7.3.3.1.a, c, d, f y g. La información anterior debe ser registrada en un formato similar al mostrado en la tabla 7.1. Además se recomienda la creación de un esquema en el momento de la inspección mostrando la información en el párrafo 7.3.3.1.

7.3.4

Recomendaciones para la Técnica de Inspección y los Requisitos de dimensionamiento

7.3.4.1 Generalmente las ampollas son descubiertas por observación visual de protuberancias superficiales en el interior o exterior del equipo. Durante la inspección/ monitoreo en servicio las ampollas también pueden ser descubiertas con examen UT. 7.3.4.2 También se puede utilizar el examen ultrasónico para determinar la profundidad de la ampolla y el grosor remanente de la placa en el sitio de la ampolla. El examen UT debe ser usado para garantizar que no hay fractura HIC y SOHIC. Los detalles relacionados con este tipo de fractura y las técnicas de examen se suministran en el Estándar NACE RP 0296. 7.3.4.3 Se debe inspeccionar la periferia de la ampolla para fracturas que puedan estar asociadas con ampollas de hidrógeno. Se debe examinar la corona de la ampolla para determinar la presencia y

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7-4

tamaño de una fractura. Las técnicas de inspección para identificar y dimensionar defectos en forma de fractura se cubren en la sección 9, párrafo 9.3.7.

7.4


7.4.1

Generalidades

7.4.1.1 Si la ampolla está localizada dentro de la región de provisión de corrosión/erosión especificada, se deben seguir los procedimientos de evaluación de esta sección para evaluar cualquier defecto en forma de fractura asociado con la ampolla y la cercanía de la ampolla a una unión soldada. 7.4.1.2 En la figura 7.1 se presenta una vista general de los niveles de evaluación para las ampollas. Las evaluaciones de nivel 1 proporcionan un criterio de monitoreo para aceptar las ampollas existentes. Las que no pasen estos criterios pueden ser analizadas usando una evaluación de nivel 2. Los procedimiento en el nivel 2 utilizan la metodología de la sección 5 para evaluar la ampolla como una región equivalente de pérdida local de metal. Los procedimientos de evaluación de nivel 3 son para regios más complejas de ampollas, condiciones de carga y componentes con detalles donde sólo se proporcionan norma de diseño limitadas en el código o estándar de construcción original. Normalmente en una evaluación de nivel 3 se utilizan técnicas detalladas de análisis de esfuerzo. 7.4.1.3 En la figura 7.2 se presenta una vista general de los niveles de evaluación para las laminaciones. Para la evaluación de nivel 1 proporciona los criterios para la aceptabilidad de las laminaciones. El procedimiento de evaluación de nivel 2 es similar al de nivel 1 excepto porque se aplica a componentes que funcionan en un ambiente de carga de hidrógeno. Los procedimientos de evaluación de nivel 3 se utilizan en situaciones que no satisfagan los niveles 1 o 2 tales como una laminación cerca de una unión soldada en una ambiente de carga de hidrógeno o una laminación cercana a una discontinuidad estructural mayor como una boquilla.

7.4.2


7.4.2.1 El siguiente procedimiento puede ser usado para determinar la aceptabilidad de una ampolla en un componente presurizado utilizando una evaluación de nivel 1. a.

Paso 1- Determine la información del párrafo 7..3.3.1

b. Paso 2 – Revise los criterios de aceptación de la ampolla, las ampollas son aceptables sin reparación si se satisfacen todos los siguiente puntos: 1. El diámetro de la ampolla y los requerimientos de ventilación se ajustan a uno de los siguientes criterios. a) El diámetro de la ampolla (ver párrafo 7.3.3.1.a y figura 7.4) es menor que o igual a 50.8 mm (2 pulgs) y está perforada o no (ver figura 7.6), o b) El diámetro de la ampolla (ver párrafo 7.3.3.1.a y figura 7.4) es menor que o igual a 0.6√ Dt nom donde D es el diámetro interior del cuerpo y t nom es el grosor de la pared del cuerpo que contiene la ampolla, y la ampolla está perforada (ver figura 7.6) 2. La proyección de la ampolla, B p por encima de la superficie es menor que o igual al 10% del diámetro de la ampolla (ver figura 7.4) 3. El grosor mínimo medido, t mm, tomado desde el lado donde no hay protuberancia (ver figura 7.4), es mayor que o igual a la mitad del grosor nominal de la placa, 4. No hay fracturas periféricas dirigidas hacia adentro o hacia fuera de la superficie del componente tal como se muestra en la figura 7.4.

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7-5

5. La distancia entre el borde de la ampolla y el cordón de soldadura más cercano, L w, es mayor que o igual a 25.4 mm (1pulg) o dos veces el grosor nominal de la placa, cualquiera que sea mayor (ver figura 7.7). 6. La distancia del borde de la ampolla a una discontinuidad estructural mayor, L msd, es mayor que o igual a 1.8 √ Dtnom donde D y tnom están definidos en el subpárrafo 1(b). 7.4.2.2 Una laminación es aceptable sin importar el tamaño si se cumplen los siguientes puntos: a.

El componente no está funcionando en un servicio de carga de hidrógeno.

b. La distancia del borde de la laminación a una discontinuidad estructural mayor, L msd, es mayor que o igual a 1.8 √ Dtnom donde D y tnom están definidos en el párrafo 7.4.2.1.b.1.b. 7.4.2.3 Si el componente no se ajusta a los requerimientos de evaluación de nivel 1, entonces se puede considerar lo siguiente: a.

La placa dañada puede ser reemplazada o reparada.

b. En el caso de una ampolla, ésta puede ser retirada mediante esmeril tal como se muestra en la figura 7.9; si se retira con esmeril debe ser evaluada como área adelgazada local según los procedimientos de evaluación de la sección 5. c.

7.4.3

Se puede realizar una evaluación de nivel 2 o nivel 3.


7.4.3.1 Los procedimientos de evaluación de nivel 2 para ampollas dependen de su ubicación y dirección de protuberancia (hacia dentro o hacia fuera del componente presurizado, ver figura 7.4). En la figura 7.8 aparece un diagrama lógico para una evaluación de nivel 2. Si se requiere una evaluación, la ampolla se valora como una región equivalente de pérdida local de metal, utilizando los procedimientos de la sección 5. En los siguientes párrafos se proporcionan detalles y recomendaciones para la evaluación: a.

Paso 1- Determine la información del párrafo 7.3.3.1.

b. Paso 2- Determine la aceptabilidad de la ampolla con base en su orientación y ubicación: 1. Las ampollas localizadas cerca de cordones de soldadura se evalúan utilizando los mismos procedimientos usados para ampollas ubicadas lejos de las soldaduras (ver subpárrafos (2) y (3), pero con los siguientes requerimientos adicionales. a) Se considera que una ampolla está ubicada en un cordón de soldadura si se encuentra a menos de 25.4 mm (1 pulg.) o dos veces el grosor de la placa, cualquiera que sea mayor (ver figura 7.7.) La experiencia con las inspecciones de equipos presurizados ha demostrado que las fracturas que se desarrollan a partir de estas ampollas se pueden propagar a lo largo de línea de fusión de la soldadura o en la zona afectada por calor hacia dentro de la pared (ver figura 7.7), particularmente si las soldaduras no fueron sometidas a tratamiento con calor. Por lo tanto, las ampollas en los cordones de soldadura deben ser monitoreadas en servicio. b) Si las fracturas relacionadas con hidrógeno se encuentran en una soldadura durante una inspección con el equipo apagado, la ampolla no es aceptable según una evaluación de nivel 2.

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c) Si se determina que las fracturas están creciendo hacia dentro de la pared durante la inspección/ monitoreo en servicio, la ampolla no es aceptable según una evaluación de nivel 2 y se deben considerar acciones apropiadas si el equipo debe permanecer en servicio. Una evaluación de nivel 3 y las reparaciones en línea, o la aplicación de una caja o abrazadera de reparación de escapes pueden ser requeridas con base en factores tales como si la soldadura estaba sometida a PWHT. 2. Ampollas que sobresalen hacia el interior del componente- las recomendaciones y los criterios adicionales de aceptación son: a) Se recomienda la perforación de una ampolla que sobresalga hacia superficie interior (ver figura 7.6) para evitar su crecimiento futuro. Sin embargo, la perforación de este tipo de ampollas no es recomendable para componentes en servicio de ácido hidrofluorhídrico debido a la seguridad relacionada con la contaminación y con el potencial de corrosión y formación de escamas dentro de la ampolla. b) La ampolla es considerada aceptable si está libre de fracturas o sólo tiene fracturas periféricas que se dirigen hacia la superficie interior (ver figura 7.4), y se satisfacen los procedimientos de evaluación según la sección 5. En esta evaluación se utiliza una región equivalente de pérdida local de metal con una longitud igual al diámetro de la ampolla más cualquier extensión de crecimiento de la fractura en la periferia y un grosor remanente igual a t mm (ver figura 7.4). 3. Ampollas que sobresalen hacia la superficie exterior del componente- las recomendaciones y los criterios adicionales de aceptación son: a) Se recomienda la perforación de una ampolla que sobresalga hacia superficie exterior para evitar su crecimiento futuro. Si el equipo está en operación, la perforación en línea hacia el exterior puede representar algo de riesgo si hay un escape hacia la superficie interior; por lo tanto es aconsejable monitorear primero y observar el crecimiento de la ampolla antes de perforarla. b) Si se perfora la ampolla, puede ser considerada como aceptable dado que se cumpla con los requerimientos de monitoreo en servicio según el párrafo 7.7 y se satisfagan los criterios restantes de este párrafo. c) La ampolla no sobresale mucho hacia la superficie exterior. La protuberancia severa ser define como una proyección de ampolla mayor del 10% del diámetro de la ampolla (ver figura 7.4). Si hay una protuberancia severa, entonces la ampolla puede ser evaluada como una región de pérdida local de metal según la sección 5. d) Si la ampolla está libre de fracturas periféricas y en la corona (ver figura 7.5), entonces es aceptable sin importar su tamaño si se satisfacen los criterios de espaciamiento. Si la ampolla está fracturada, la aceptabilidad se basa en los siguientes criterios. 1) Si la ampolla tiene fracturas periféricas que se dirigen hacia la superficie interior (ver figura 7.4), entonces se considera como inaceptable. 2) Si la ampolla tiene fracturas periféricas hacia la superficie exterior con o sin fracturas en la corona, entonces puede ser evaluada como una región de pérdida local de metal utilizando los procedimientos de la sección 5. La longitud de la región de pérdida local de metal a usar en esta evaluación es el diámetro de la ampolla más cualquier extensión de crecimiento de fractura en la periferia y el grosor remanente es t mm (ver figura 7.4).

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3) Si la ampolla sólo tiene fracturas en la corona, puede ser evaluada como una región de pérdida local de metal usando los procedimientos de evaluación de la sección 5. Para este caso, el diámetro de la ampolla o la longitud de la fractura en la corona (ver párrafo 7.3.3.1.e) pueden ser usados en la evaluación con un grosor remanente igual a tmm (ver figura 7.5). 7.4.3.2 Una laminación es aceptable en un componente funcionando en un servicio de carga de hidrógeno, sin importar el tamaño, si se satisfacen los criterios del párrafo 7.4.2.2.b. Además si la distancia entre el borde de la laminación y el cordón de soldadura más cercano es menor que o igual a 25.4 mm (1pulg) o dos veces el grosor nominal de la placa, cualquiera que sea mayor, entonces se aplican las mismas provisiones detalladas en los párrafos 7.4.3.1.b.1. para garantizar que no ocurra una fractura que atraviese todo el grosor. 7.4.3.3 Si el componente no se ajusta a los requerimientos de la evaluación de nivel 2, entonces se pueden considerar los siguientes puntos: a.

La placa dañada puede ser reemplazada o reparada.

b. En el caso de una ampolla, ésta puede ser retirada con esmeril, como se muestra en la figura 7.9; Si se retira la ampolla, debe ser evaluada como un área adelgazada localmente según los procedimientos de evaluación de la sección 5. c.

7.4.4

Se puede realizar una evaluación de nivel 3.


7.4.4.1 Una evaluación de nivel 3 para ampollas y laminaciones consiste en realizar un análisis detallado de esfuerzo según las técnicas contenidas en el apéndice B de este documento. En general, se recomiendan las técnicas de análisis no lineal descritas en el apéndice B, párrafo B.3 para esta evaluación. Además si las fracturas son detectadas por la inspección, se requiere una evaluación de mecánica de fractura de acuerdo con la sección 9 de este documento. 7.4.4.2 Se requiere una evaluación de nivel 3 si el componente tiene varias ampollas cercanas (ver figura 7.3). Se requiere este nivel de evaluación porque no se proporcionan normas explícitas para el análisis en los procedimientos del nivel 1 y nivel 2. Una recomendación para este análisis es usar primero los conceptos de esta sección para evaluar ampollas individuales. Si se satisfacen los criterios para una ampolla individual, luego se puede modelar la disposición de las ampollas como daño por picadura equivalente, y se pueden utilizar los procedimientos de la sección 6 para evaluar el efecto general de debilitamiento debido a la disposición de las ampollas.

7.5

Evaluación de Vida Remanente No se puede evaluar adecuadamente el promedio de crecimiento y la vida remanente de una ampolla o laminación usando técnicas analíticas. Sin embargo, no se requiere una evaluación de vida remanente porque la presencia de ampollas o laminaciones en el equipo no tiene un efecto directo en el intervalo de inspección interna excepto por los requerimientos de inspección especial exigidos por el monitoreo en servicio.

7.6

Correctivos

7.6.1

Las ampollas que se ajusten a los criterios de aceptación de cualquier nivel de evaluación deben ser consideradas para perforación si su profundidad es mayor de 3.2 mm (0.125 pulgs) y su diámetro excede de 50.8 mm (2 pulgs.)

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7.6.1.1 La perforación de ampollas puede representar un riesgo y se deben revisar y seguir todas las normas de seguridad de la planta. Si el componente está en servicio, se requiere una inspección adicional antes de perforar (ver párrafo 7.4.3.1.b.3.) 7.6.1.2 La perforación de las ampollas generalmente se puede realizar haciendo un hoyo de diámetro pequeño (ej. 3.2 mm (0.125 pulgs) en el centro de la ampolla desde la superficie donde se observe la protuberancia. Las ampollas localizadas en la superficie interior del equipo pueden ser vaciadas hacia adentro o pueden ser perforadas desde afuera durante los periodos de receso en la operación dado que:   

La ampolla esté paralela a la superficie de la placa según se confirme en la inspección. La ampolla no esté ya vaciada hacia dentro por fractura de la corona o fractura periférica. El componente no esté en una superficie de ácido hidrofluorhídrico.

7.6.1.3 No se deben utilizar taladros eléctricos para perforar ampollas debido a la presencia de hidrógeno en la cavidad. Es necesario emplear taladros neumáticos, y se deben tomar todas las medidas de seguridad apropiadas (ver Estándar NACE RP0296) para garantizar que no ocurra ignición del hidrógeno liberado durante la operación de perforación. Se puede utilizar un gas inerte y otras medidas de seguridad para purgar el área y evitar la ignición. 7.6.2

Se debe considerar el uso de recubrimiento para la superficie interior del componente, especialmente las regiones soldadas del equipo con placas ampolladas para evitar daños mayores en el futuro. Se puede considerar el revestimiento (orgánico, inorgánico o con aerosol metálico) aún si la ampolla es aceptable, para ayudar a evitar el transporte de hidrógeno del material dañado. También se deben evaluar cambios en el proceso o adición de inhibidores que disminuyan la propensión a la carga de hidrógeno.

7.6.3

El esmerilado y las técnicas de reparación con soldadura pueden ser usados para reparar ampollas fracturadas y para evitar el crecimiento de fracturas. Es necesario tener cuidado al realizar reparaciones con soldadura en acero cargado con hidrógeno para evitar fracturas subsiguientes. Se debe considerar la aplicación de un revestimiento adecuado después del esmerilado o de las reparaciones con soldadura. Las áreas desbastadas deben ser revisadas empleando técnicas de examen MT o PT.

7.6.4

Si el material de la placa está gravemente dañado y no puede ser aceptado según los procedimientos de evaluación, ni puede ser reparado, se debe reemplazar. Un ingeniero de materiales y un ingeniero mecánico deben revisar la metalurgia y el diseño de la placa de reemplazo, los detalles de la soldadura y los procedimientos de soldado (ver sección 1, párrafo 1.4.3.)

7.6.5

La información adicional relacionada con correctivos y reparación de ampollas se pu ede encontrar en el Estándar NACE RP0296.

7.7


7.7.1

Se debe considerar el monitoreo periódico del curso del proceso para las condiciones de carga de hidrógeno y del equipo para detectar daños adicionales, una vez que se ha observado ampollamiento por hidrógeno. El monitoreo de ampollas, especialmente las adyacentes a soldaduras, y las laminaciones en servicios de carga de hidrógeno cerca de soldaduras, es importante ya que no se ha liberado la fuerza que genera la formación y crecimiento de ampollas (ej. Presión de hidrógeno en la cavidad de la ampolla).

7.7.2

Se pueden usar métodos de inspección para monitorear el crecimiento de ampollas y soldaduras asociadas con daño por hidrógeno. Los métodos más comunes con UT de rayo recto para ampollas/ laminaciones y UT de rayo en ángulo para fracturas. Se pueden utilizar varias formas de sondas de hidrógeno, internas y externas para monitorear los niveles de carga de hidrógeno. El intervalo de

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monitoreo puede ser ajustado con base en estos niveles (ej. Si se toman niveles altos de hidrógeno, se debe considerar una inspección frecuente.) 7.7.3

Si se encuentra crecimiento de la ampolla durante el proceso de monitoreo, se deben revisar e implementar los procedimientos de evaluación del párrafo 7.4 con base en la gravedad del daño que se anticipa.

7.8

Documentación

7.8.1

La documentación de la Evaluación FFS debe incluir la información citada en la sección 2, párrafo 2.8.

7.8.2

La ubicación, el tamaño, el espaciamiento y la condición de las ampollas existentes deben ser registrados junto con los resultados de la evaluación realizada. En la tabla 7.1 se suministra una hoja de datos de muestra para este propósito.

7.8.3

Si se detectar crecimiento de la ampolla durante el proceso de monitoreo, se deben registrar la dimensiones físicas y la ubicación de la ampolla junto con el periodo de tiempo entre las mediciones. Además se registran las condiciones de operación asociadas y los constituyentes del flujo del proceso con el propósito de permitir una evaluación del ambiente de carga de hidrógeno relativo a la operación de proceso del equipo.

7.9

Referencias

7.10

Tablas y Figuras

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Tabla 7.1 Tamaño, Ubicación, Condición y Espaciamiento para las Ampollas Ingrese en este formato los datos obtenidos en una inspección de campo Fecha de la inspección: Identificación del Equipo: Tipo de Equipo: ______Recipiente Presurizado______Tanque de Almacenamiento_______Componente de Tubería Tipo de Componente y Ubicación: ____________ Datos Requeridos para Evaluaciones de nivel 1 y nivel 2 Número de Ampolla

Diámetro s(1) (2) (mm)

Dimensión Espaciamiento Dirección de Proyección c(1) borde a borde la de la (mm) a la ampolla protuberancia ampolla B p más cercana (adentro/afuer L b (1) a) (mm)

Grosor Fractura Fractura o Longitud Distancia Distancia a la Remanente en la perforación de las a la Discontinuidad tmm periferia de la Fracturas unión estructural (sí/no) Corona (2) en la soldada mayor más corona sc más cercana L msd (2) cercana Lw (3)

Notas: 1. El espaciamiento ampolla a ampolla puede afectar el tamaño de ampolla que se utilizará en la evaluación (Ver párrafo 7.3.3.1.a y figura 7.3) 2. Si la ampolla tiene fracturas en la corona, ingrese la longitud de la fractura, ver dimensión sc en la figura 7.5 Si la ampolla tiene una perforación, indique como tal con el diámetro del hoyo. (ver figura 7.6) 3. Ver figura 7.7.

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Figura 7.1 Vista General del Procedimiento para Evaluar un Componente con Ampollas

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Figura 7.2 Vista General de un Procedimiento para Evaluar un Componente con Laminaciones

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7-13

Figura 7.3 Requerimientos Adicionales de Evaluación para Ampollas muy Cercanas

Las ampollas son evaluadas como una LTA equivalente según la sección 5 , tal como está descrito en los procedimientos de evaluación de nivel 1 y nivel 2 de esta sección.

Las ampollas son evaluadas como una región de picaduras equivalentes según la sección 6, tal como se recomienda en los procedimientos de evaluación de nivel 3 de esta sección

Pared

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Figura 7.4 Ampolla Típica

Periferia de la Ampolla

Vista superior de la Ampolla

Ampolla

Superficie interior o exterior del componente, según aplique Fracturas periféricas hacia la superficie interior o exterior, según aplique

Sección transversal de la ampolla

Notas: El diámetro de ampolla que se debe utilizar en la evaluación está definido en el párrafo 7.3.3.1.a

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Figura 7.5 Ampolla con una Fractura de Corona Periferia de la Ampolla

Fractura de la Corona

Ampolla Vista superior de la Am olla Superficie Interior o Exterior

Fractura de la corona

Vista transversal de la ampolla Notas: 1. La dimensión sc puede ser usado para caracterizar la longitud de una LTA equivalente para una ampolla localizada en la superficie exterior; alternativamente, puede ser usada la dimensión max (s,c). 2. La dimensión max (s, c) es utiliza para caracterizar la longitud de una LTA equivalente para una ampolla localizada en la superficie interior.

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Figura 7.6 Ampolla con una Perforación Periferia de la Am olla

Superficie interior o exterior del Componente

Perforación en la am olla

Ampolla Vista superior de la Ampolla

Perforación en la Am olla

Superficie interior o exterior del componente

Vista transversal de la Ampolla

Notas: El diámetro de la ampolla que se utiliza en la evaluación se define en el párrafo 7.3.3.1.a

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Figura 7.7 Fracturas en la Periferia de una Ampolla cerca de una Soldadura Periferia de la ampolla

Cordón soldadura

de a) Distancia de la ampolla cerca de un cordón de soldadura

Fracturas periféricas de la ampolla que siguen la línea de fusión de la soldadura hacia adentro

Fracturas periféricas de la ampolla en la unión soldada

Notas: 1. Se considera que la ampolla está cerca de un cordón de soldadura si L w ≤ max (2tnom, 25.4 mm (1 pulg)) 2. El diámetro de ampolla que se debe utilizar en la evaluación está definido en el párrafo 7.3.3.1.a.

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Figura 7.8 Procedimiento de Evaluación de Nivel 2 para Ampollas

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Figura 7.9 Área Esmerilada que queda después del Retiro de una Ampolla

Inspeccione la región periférica de la ampolla para asegurarse de que no hay fracturas

El radio mínimo recomendado es t/4

Esmerile la periferia de la ampolla para suavizar el contorno y minimizar la concentración de esfuerzo y retirar cualquier fractura

Nota: Las ampollas retiradas con esmeril deben ser evaluadas como LTA utilizando los procedimientos de la sección 5

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7.11


7-20


7.11.1 Problema de Ejemplo 1- A continuación aparece un recipiente cilíndrico con ampollas internas y externas. El recipiente fue diseñado y construido según el código ASME B&PV, Sección VIII, División 1. Determine si el recipiente es adecuado para operación bajos las condiciones actuales de MAWP y temperatura, utilizando los criterios de evaluación de Nivel 1. Información del recipiente Condiciones de Diseño Diámetro Interior Grosor Nominal de pared Pérdida Uniforme de Metal Provisión de Corrosión Futura Material Esfuerzo Permisible Eficiencia de la Unión Soldada

= 250 psi@ 350°F = 96 pulg. = 1.14 pulg. = 0.0 pulg = 0.125 pulg = SA 516 Grado 70 = 17.500 psi = 0.85

Datos de inspección A continuación se muestra la sección del recipiente presurizado que contiene la ampolla. En la siguiente tabla aparecen los datos de inspección para las ampollas. Pared del recipiente presurizado con Ampollas

Ampolla Externa

Ampolla Interna

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Identificación de Ampolla

Diámetro s(1) (mm)

A B C D E F G

10” 6” 6” 12” 2” 2” 11”

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Datos de Inspección- Ubicación, Tamaño, espaciamiento y condición para ampollas aisladas Dimensión Espaciamiento Dirección de Proyección Grosor Fractura Fractura o Longitud Distancia Distancia a la c(2) borde a borde la de la Remanente en la perforación de las a la Discontinuidad (mm) a la ampolla protuberancia ampolla B p tmm periferia de la Fracturas unión estructural más cercana (sí/no) Corona en la soldada mayor más L b corona sc más cercana L msd cercana Lw 8” 18” Externa 1.5” 0.70” No Fract. 6” 10” 25” 5” 18” Externa 0.3” 0.80” No Perf. -5” 20” 6” 12” Interna 0.6” 0.60” No Fract. 2” 6” 30” 10” 10” Interna 0.8” 0.60” No Fract. 6” 8” 30” 4” 6” Interna 0.1” 0.90” No Vent -10” 40” 2” 6” Interna 0.1” 0.60” No No -6” 40” 8” 8” Externa 0.3” 0.60” Sí (3) Fract. 5” 3” 24”

Notas: 1. Esta dimensión es en dirección longitudinal. 2. Esta dimensión es en dirección circunferencial 3. La inspección indica que las fracturas de la periferia están creciendo hacia dentro de la pared.

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7-22

Realice una Evaluación de nivel 1 según el párrafo 7.4.2.1. sobre la ampolla A Paso 1- Determine los datos para evaluación de ampollas- Ver la tabla anterior Paso 2- Revise los criterios de aceptación para la ampolla. Las ampollas son aceptables sin reparación si se satisfacen todos los puntos siguientes: 

El diámetro de la ampolla y los requerimientos de perforación se ajustan a lo siguiente (observe que la revisión del espaciamiento ampolla a ampolla los criterios de cja “2s x 2c” y (L b = 18”) ≥ (2tnom = 2.28”) ; por lo tanto, s = 10.0”): Pulgs. y perforado o no perforado

Falso es perforado

Falso

Falso Verdad La ampolla no tiene fracturas periféricas

Verdad Verdad Verdad

Por lo tanto, no se satisfacen los Criterios de Evaluación de Nivel 1 Realice una evaluación de nivel 1 según el párrafo 7.4..2.1. sobre la ampolla B Paso 1- Determine los datos para evaluación de ampollas- Ver la tabla anterior Paso 2- Revise los criterios de aceptación para la ampolla. Las ampollas son aceptables sin reparación si se satisfacen todos los puntos siguientes: 

El diámetro de la ampolla y los requerimientos de perforación se ajustan a lo siguiente (observe que la revisión del espaciamiento ampolla a ampolla los criterios de caja “2s x 2c” y (L b = 18”) ≥ (2tnom = 2.28”) ; por lo tanto, s = 6”): Pulgs y perforado o no perforado

Falso Y es perforado

Verdad Verdad

Verdad

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La ampolla no tiene fracturas periféricas

7-23


Por lo tanto, no se satisfacen los Criterios de Evaluación de Nivel 1

Realice una evaluación de nivel 1 según el párrafo 7.4..2.1. sobre la ampolla C Paso 1- Determine los datos para evaluación de ampollas- Ver la tabla anterior Paso 2- Revise los criterios de aceptación para la ampolla. Las ampollas son aceptables sin reparación si se satisfacen todos los puntos siguientes: 

El diámetro de la ampolla y los requerimientos de perforación se ajustan a lo siguiente (observe que la revisión del espaciamiento ampolla a ampolla los criterios de caja “2s x 2c” y (L b = 12”) ≥ (2tnom = 2.28”) ; por lo tanto, s = 6”): Pulgadas y perforado o no perforado: Falso Y es perforado

Verdad

Verdad Verdad La ampolla no tiene fracturas periféricas


Por lo tanto, se satisfacen los Criterios de Evaluación de Nivel 1 Realice una evaluación de nivel 1 según el párrafo 7.4..2.1. sobre la ampolla D Paso 1- Determine los datos para evaluación de ampollas- Ver la tabla anterior Paso 2- Revise los criterios de aceptación para la ampolla. Las ampollas son aceptables sin reparación si se satisfacen todos los puntos siguientes:

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


7-24

El diámetro de la ampolla y los requerimientos de perforación se ajustan a lo siguiente (observe que la revisión del espaciamiento ampolla a ampolla los criterios de caja “2s x 2c” y (L b = 10”) ≥ (2tnom = 2.28”) ; por lo tanto, s = 12”): Pulgadas y perforado o no perforado

Verdad Y es perforado

Falso

Verdad Verdad La ampolla no tiene fracturas periféricas


Por lo tanto, no se satisfacen los Criterios de Evaluación de Nivel 1 Realice una evaluación de nivel 1 según el párrafo 7.4..2.1. sobre la ampolla E Paso 1- Determine los datos para evaluación de ampollas- Ver la tabla anterior Paso 2- Revise los criterios de aceptación para la ampolla. Las ampollas son aceptables sin reparación si se satisfacen todos los puntos siguientes: 

El diámetro de la ampolla y los requerimientos de perforación se ajustan a lo siguiente (observe que la revisión del espaciamiento ampolla a ampolla los criterios de caja “2s x 2c” y (L b = 10”) ≥ (2tnom = 2.28”) , y que la dimensión c= 4” es utilizada en una evaluación de nivel 1 en vez de la dimensión s = 2” según el párrafo 7.3.3.1.a.; por lo tanto s= 4”): Pulgadas y perforada o no perforada

Falso Y es perforada: Verdad

La revisión del espaciamiento ampolla a ampolla satisface el criterio de caja “2s x 2c” y Verdad Verdad Verdad La Ampolla no tiene fracturas periféricas

Verdad

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7-25

Verdad Verdad

Por lo tanto, se satisfacen los Criterios de Evaluación de Nivel 1 Realice una evaluación de nivel 1 según el párrafo 7.4..2.1. sobre la ampolla F Paso 1- Determine los datos para evaluación de ampollas- Ver la tabla anterior Paso 2- Revise los criterios de aceptación para la ampolla. Las ampollas son aceptables sin reparación si se satisfacen todos los puntos siguientes: 

El diámetro de la ampolla y los requerimientos de perforación se ajustan a lo siguiente (observe que la revisión del espaciamiento ampolla a ampolla los criterios de caja “2s x 2c” y (L b = 6”) ≥ (2tnom = 2.28”) ; por lo tanto, s = 2”): Pulgadas y perforado o no perforado

Verdad Y es perforada : Falso

Verdad Verdad La ampolla no tiene fracturas periféricas:


Por lo tanto, se satisfacen los Criterios de Evaluación de Nivel 1 Realice una evaluación de nivel 1 según el párrafo 7.4..2.1. sobre la ampolla G Paso 1- Determine los datos para evaluación de ampollas- Ver la tabla anterior Paso 2- Revise los criterios de aceptación para la ampolla. Las ampollas son aceptables sin reparación si se satisfacen todos los puntos siguientes: 

El diámetro de la ampolla y los requerimientos de perforación se ajustan a lo siguiente (observe que la revisión del espaciamiento ampolla a ampolla los criterios de caja “2s x 2c” y (L b = 12”) ≥ (2tnom = 2.28”) ; por lo tanto, s = 11”):

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7-26

Pulgadas y perforadas o no perforadas : Falso Y es perforada : Falso Verdad Verdad La ampolla no tiene fracturas periféricas :

Falso Verdad Verdad

Por lo tanto, no se satisfacen los Criterios de Evaluación de Nivel 1 7.11.2 Problema de Ejemplo 2- Para las ampollas en el Problema de Ejemplo 1 que no cumplan con los criterios de Evaluación de nivel 1, determine si el recipiente es apropiado para operación en las condiciones actuales de MAWP y temperatura utilizando los criterios de Evaluación de Nivel 2.

Realice una Evaluación de Nivel 2 según el párrafo 7.4.3.1 sobre la ampolla A. Paso 1- Determine los datos y mediciones requeridos para la evaluación de la ampolla- ver la información para la evaluación de Nivel 1 en el problema de ejemplo 1. Paso 2- Determine la aceptabilidad de la ampolla con base en la orientación y ubicación. 





La ampolla no pasó la Evaluación de Nivel 1 debido a su tamaño y proyección. Con base en los resultados de la Evaluación de Nivel 1, se satisfacen todos los requerimientos de espaciamiento. La ampolla tiene protuberancia hacia la superficie exterior y su corona tiene fractura. Si los criterios de proyección de la ampolla fueron satisfactorios, la ampolla podría ser aceptada sin más análisis. Sin embargo, debido a la proyección de la protuberancia, se requiere una Evaluación de Nivel 1 de la Sección 5.

Realice una Evaluación de Nivel 1 según la Sección 5 Paso 1- Determine los perfiles de grosor crítico y los siguientes parámetros- las lecturas de grosor para los planos críticos de inspección se indican en la tabla que contiene los datos de inspección. D = 96” FCA = 0.125” gr no es requerido para el análisis de una LTA Lmsd = 25” MAWP = 250 psig

Enero 2000


7-27

RSFa = 0.90 Paso 2- Calcule el grosor mínimo requerido, t min, con base en la presión y temperatura actuales de diseño. Rc = 48” + 0.0”+ 0.125 = 48,125” (250 psi) (48.125”)

tCmin =

tLmin =

=

0.817”

(17500 psi) (0.85) – 0.6 (250 psi) (250 psi) (48.125”) =

0.403”

2 (17500 psi) (0.85) + 0.4 (250 psi)

tmin = max (0.817”, 0.403”) = 0.817” Paso 3- Determine el grosor mínimo medido, t mm, el promedio de grosor remanente, R t, las dimensiones del defecto (ver párrafo 5.3.3.2), y el parámetro de recubrimiento,λ. Las dimensiones del defecto se toman cono las dimensiones medidas de la ampolla. Observe que en este cálculo, la longitud del defecto se toma como el diámetro total de la ampolla. Para una ampolla externa, la fractura de la corona se podría haber utilizado (ver párrado 7.4.3.1.b.3.d.) tmm = 0.70” 0.70” – 0.125” Rt =

= 0.704 0.817”

s = 10.0” c = 8.0”

λ=

1.285 (10”)

√96” (0.817”)

= 1.451

Paso 4 – Revise los criterios de tamaño limitante del defecto para una evaluación de nivel 1. Verdad Verdad Verdad

Paso 5 – Revise los criterios para un defecto en forma de grieta. Este paso no es aplicable porque la región de pérdida de metal localizada está categorizada como LTA.

Enero 2000


7-28

Paso 6 – Evalúe la extensión longitudinal del defecto.



Recalibración de la presión es:

Paso 7- evalúe la extensión circunferencial del defecto, tenga en cuenta cargas complementarias significativas que den como resultado esfuerzos longitudinales. c De la figura 5.9, con

8”

= = 0.0833 D 96” R = 0.704

La extensión circunferencial del defecto es aceptable.

Realice una Evaluación de Nivel 2 según el párrafo 7.4.3.1 sobre la ampolla D. Paso 1- Determine los datos y mediciones requeridos para la evaluación de la ampolla- ver la información para la evaluación de Nivel 1 en el problema de ejemplo 1. Paso 2- Determine la aceptabilidad de la ampolla con base en la orientación y ubicación. 





La ampolla no pasó la Evaluación de Nivel 1 debido a su tamaño y proyección. Con base en los resultados de la Evaluación de Nivel 1, se satisfacen todos los requerimientos de espaciamiento. La ampolla tiene protuberancia hacia la superficie interior y su corona tiene fractura. La fractura de la corona proporciona una ventilación natural para la ampolla. Como la ampolla tiene protuberancia hacia el interior, se requiere una Evaluación de Nivel 1 de la Sección 5.

Realice una Evaluación de Nivel 1 según la Sección 5 Paso 1- Determine los perfiles de grosor crítico (ver sección 5, párrafo 5.3.3.3) y los siguientes parámetros- las lecturas de grosor para los planos críticos de inspección se indican en la tabla que contiene los datos de inspección y en la siguiente tabla. D = 96” FCA = 0.125” gr no es requerido para el análisis de una LTA

Enero 2000


7-29

Lmsd = 30” MAWP = 250 psig RSFa = 0.90 Paso 2- Calcule el grosor mínimo requerido, t min, con base en la presión y temperatura actuales de diseño. Rc = 48” + 0.0”+ 0.125 = 48,125” (250 psi) (48.125”)

tCmin =

tLmin =

=

0.817”

(17500 psi) (0.85) – 0.6 (250 psi) (250 psi) (48.125”) =

0.403”

2 (17500 psi) (0.85) + 0.4 (250 psi)

tmin = max (0.817”, 0.403”) = 0.817” Paso 3- Determine el grosor mínimo medido, t mm, el promedio de grosor remanente, R t, las dimensiones del defecto (ver párrafo 5.3.3.2), y el parámetro de recubrimiento,λ. Las dimensiones del defecto se toman cono las dimensiones medidas de la ampolla. Observe que en este cálculo, la longitud del defecto se toma como el diámetro total de la ampolla. Para una ampolla externa, la fractura de la corona se podría haber utilizado (ver párrado 7.4.3.1.b.3.d.) 0.60” – 0.125” Rt =

= 0.581 0.817”

tmm = 0.60” s = 12.0” c = 10.0”

λ=

1.285 (12”)

√96” (0.817”)

= 1.741

Paso 4 – Revise los criterios de tamaño limitante del defecto para una evaluación de nivel 1. Verdad Verdad Verdad

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7-30

Paso 5 – Revise los criterios para un defecto en forma de grieta. Este paso no es aplicable porque la región de pérdida de metal localizada está categorizada como LTA. Paso 6 – Evalúe la extensión longitudinal del defecto.


, la extensión longitudinal del defecto es inaceptable. La R t = 0.581

Recalibración de la presión es:

Paso 7- evalúe la extensión circunferencial del defecto. c De la figura 5.9, con

10”

= = 0.104 D 96” R = 0.581

La extensión circunferencial del defecto es aceptable.

Realice una Evaluación de Nivel 2 según el párrafo 7.4.3.1 sobre la ampolla G. Paso 1- Determine los datos y mediciones requeridos para la evaluación de la ampolla- ver la información para la evaluación de Nivel 1 de la ampolla G en el problema de ejemplo 1. Paso 2- Determine la aceptabilidad de la ampolla con base en la orientación y ubicación. 





La ampolla no pasó la Evaluación de Nivel 1 debido a su tamaño, proyección y por la presencia de fracturas periféricas. Con base en los resultados de la Evaluación de Nivel 1, se satisfacen todos los requerimientos de espaciamiento. La información de inspección indica que las fracturas periféricas están creciendo hacia dentro de la pared. Por lo tanto la Evaluación de Nivel 2 no se puede realizar. Las opciones remanentes para evaluar este defecto son realizar una Evaluación de Nivel 3 que incluiría una evaluación de mecánica de la fractura, o instituir un programa de monitoreo en servicio para permitir la inspección en línea del defecto hasta que se apague la unidad. En ese momento, se pueden realizar evaluaciones o reparaciones del defecto.

SECCIÓN 8- Evaluación de los defectos de alineación de la Soldadura y las Distorsiones de la Pared (Enero, 2000)

8.1

Generalidades En esta sección se proporcionan los procedimientos de evaluación de Competencia para el Servicio (FFS) para componentes presurizados con irregularidades geométricas. Las irregularidades cubiertas incluyen la mala alineación de la soldadura y distorsiones de la pared tales como protuberancias, abolladuras y deformaciones circunferenciales. En la figura 8.1 aparece un flujograma para el procedimiento de evaluación del equipo con irregularidades geométricas.

8.2


8.2.1

Los procedimientos de esta sección pueden ser utilizados para evaluar las irregularidades geométricas asociadas con la mala alineación de la soldadura y distorsiones de la pared en componentes hechos de placas planas; paredes cilíndricas, cónicas y esféricas. Este tipo de defectos se denominará irregularidades geométricas en los siguientes párrafos. En general, si la geometría actual del componente es tal que se satisfacen las tolerancias de fabricación originales, generalmente no se requiere una evaluación. A excepción de aquellos componentes sometidos a servicio cíclico y componentes que tengan una irregularidad geométrica localizada tal como una abolladura.

8.2.1.1 Mala alineación de la Soldadura- las categorías cubiertas incluyen defectos de alineación longitudinal, angular y una combinación de ambas en uniones soldadas a tope en placas planas, paredes cilíndricas y paredes esféricas (ver figuras 8.2 a 8.6) 8.2.1.2 Distorsión de la pared- Las categorías de distorsiones en la pared se definen así: a.

Distorsión General de la Pared – Desviación de la geometría ideal o perfecta de una pared que ocurre en direcciones circunferencial o meridional. Este tipo de distorsión está caracterizado por una variación significativa de la forma de una pared (múltiples curvaturas locales) y generalmente requiere una evaluación basada en un método de análisis numérico. Las partes planas de una pared también se clasifican con distorsión general de la pared.

b. Deformaciones circunferenciales- Desviación de la geometría circular ideal de una sección transversal de la pared cilíndrica o de un doblez de tubo. La deformación circunferencial para un cilindro se asume como constante en dirección longitudinal (ver figura 8.7 y párrafo 8.2.3.2.g para el estudio de las limitaciones), y como oval en dirección circunferencial. La deformación de un codo se asume como oval en la región media con una ovalidad en el extremo igual al 50% del valor tomado en la mitad. c.

Comba - Desviación de la geometría circular ideal hacia adentro o hacia fuera de una sección transversal de un miembro de la pared que es caracterizado por un radio local (ver figuras 8.8 y 8.9). La geometría local de la comba puede ser esférica o cilíndrica. Las partes planas (radio infinito de curvatura) no se consideran como combas y se clasifican como distorsión general de la pared. Observe que si la comba está asociada con una ampolla, entonces se deben utilizar los procedimientos de análisis de la sección 7 para su evaluación.

d. Abolladura- Desviación de la geometría circular ideal hacia adentro o hacia fuera de una sección transversal de un miembro de la pared que es caracterizado por un radio local pequeño (ver figura 8.10)

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8- 2

8.2.2

Se proporcionan los métodos de cálculo para recalibrar el componente si no se satisfacen los criterios de aceptación de esta sección. Para componentes presurizados (recipientes y tuberías presurizados), se pueden utilizar los métodos de cálculo para encontrar una presión de trabajo máxima permisible reducida y una temperatura coincidente. Para componentes de tanques se pueden usar los métodos de cálculo para determinar la altura máxima de llenado reducida (MFH).

8.2.3

Más adelante se analizan los detalles específicos pertinentes a la aplicabilidad y limitaciones de cada uno de los procedimientos de evaluación.

8.2.3.1 Los procedimientos de evaluación de nivel 1 se basan en los criterios del código de construcción original. En algunos casos estos criterios no están completamente definidos y dependen de la especificación del diseño original del propietario- usuario. Además los procedimientos de Evaluación de nivel 1 no deben ser usados si el componente está en servicio cíclico. En el apéndice B, párrafo B.5.4 se proporciona el procedimiento para determinar si un componente está en servicio cíclico. 8.2.3.2 Los procedimientos de evaluación de nivel 2 en esta sección sólo son aplicables si se cumplen las siguientes condiciones: a.

La irregularidad geométrica se debe a un defecto de alineación de la soldadura, la deformación circunferencial de la pared (general o arbitrario), una comba, o una abolladura (ver 8.2.1.2)

b. Los criterios de diseño original fueron de acuerdo con la sección 2, párrafo 2.2.2. c.

El componente no está funcionando en el rango de deformación por flujo plástico (ver sección 4, párrafo 4..2.3.1.b)

d. La geometría del componente es una de las siguientes:       

Placa plana Secciones de pared cónicas y cilíndricas en recipientes presurizados Recipientes presurizados esféricos y tanques de almacenamiento Cabezas formadas incluyendo formas esféricas, elípticas y torisféricas. Secciones rectas de sistemas de tubería Codos o dobleces de tubo que no tengan accesorios estructurales Tanques de almacenamiento atmosféricos.

e.

Las cargas aplicadas están limitadas a presión o cargas complementarias (ver apéndice A) que da como resultado en un estado de esfuerzo de membrana en el componente excluyendo los efectos de defecto de alineación de la soldadura y distorsiones de la pared (ej. Esfuerzos de pandeo en la pared del componente son el resultado de la mala alineación de la soldadura y la distorsión del cuerpo.) Los procedimientos pueden ser usados para evaluar los esfuerzos resultantes de la presión interna o externa; sin embargo, sólo se suministra una evaluación de estabilidad estructural para paredes cónicas y cilíndricas.

f.

El componente en evaluación no contiene LTAs, defectos en forma de grieta (excluyendo un defecto en forma de ranura localizado en una abolladura), daño por picadura, ampollas, o defectos en forma de grieta en la región de la irregularidad geométrica.

g. El componente en evaluación es un cilindro con deformación circunferencial, y la deformación es constante a lo largo del eje del cilindro. Un análisis basado en esta hipótesis generalmente dará como resultado un cálculo conservador de los esfuerzos de pandeo inducidos localizados. Sin embargo, si las desviaciones locales de la pared cilíndrica ocurren en dirección longitudinal, pueden resultar grandes esfuerzos de pandeo locales, y el procedimiento de nivel 2 puede producir resultados no conservadores.

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8- 3

h. Se satisfacen los requerimientos y limitaciones adicionales para combas y abolladuras cubiertas en los párrafos 8.4.3.6 y 8.4.3.7, respectivamente. 8.2.3.3 Se puede realizar una evaluación de nivel 3 donde no sean aplicables las de nivel 1 o nivel 2. Por ejemplo en las siguientes condiciones: a.

La temperatura de diseño o la de operación normal del componente excede las limitaciones del párrafo 8.2.3.2.c.

b. La irregularidad geométrica está clasificada como distorsión general de la pared (ver párrafo 8.2.1.2.a) c.

La irregularidad geométrica ocurre en un componente con una geometría complicada o en una discontinuidad estructural mayor (región de nudillo de un cabezas torisféricas, cabezas toricónicas y transiciones cónicas, o anillos de ajuste en una pared cilíndrica.)

d. Están involucradas condiciones de cargas más complicadas que resultan en gradientes de esfuerzo significativos en el sitio de la irregularidad geométrica. e.

La región del componente que tiene la irregularidad geométrica contiene un defecto. Ver párrafo 8.2.3.2.f.

f.

El componente está sometido a una condición de carga que produce esfuerzos compresivos donde es importante la estabilidad estructural; observe que los procedimientos de Evaluación de Nivel 2 están provistos para paredes cónicas y cilíndricas sometidas a presión externa. Sin embargo, las normas de evaluación de este nivel no son aplicables a cilindros sometidos a presión externa en combinación con cargas complementarias que producen esfuerzos compresivos longitudinales significativos. En el apéndice B, párrafo B.4 se suministran guías para realizar una evaluación de la estabilidad estructural.

8.3


8.3.1

Datos de Diseño Original del Equipo En la sección 2, párrafo 2.3.1. se proporciona una vista general de la información del equipo original.

8.3.2

Historia Operacional y de Mantenimiento En la sección 2, párrafo 2.3.2. se proporciona una vista general de la historia operacional y de mantenimiento.

8.3.3

Datos / mediciones requeridas para una Evaluación FFS

8.3.3.1 La información generalmente utilizada para una evaluación de nivel 1 de nivel 2 se cubre en los párrafos 8.4.2. y 8.4.3. respectivamente. En la tabla 8.1 se presenta un resumen de estos datos. 8.3.3.2 La información requerida para realizar una evaluación de nivel 3 depende del método de análisis utilizado. En general, se puede usar un análisis detallado de esfuerzo o un procedimiento de carga límite empleando una técnica numérica para establecer las condiciones de operación aceptables. Para este tipo de análisis se debe obtener una descripción precisa de la irregularidad geométrica junto con las propiedades del material incluyendo el módulo elástico y el esfuerzo límite (ver apéndice F). La descripción de la irregularidad geométrica debe incluir mediciones de campo de la pieza deformada que son necesarias para caracterizarla adecuadamente.

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8.3.4


8- 4

Recomendaciones para la Técnica de Inspección y los Requisitos de Dimensionamiento

8.3.4.1 Se requiere la medición del defecto de alineación radial (longitudinal) y angular en la unión soldada para usar los procedimientos de evaluación para un defecto de alineación de soldadura. a.

Para una geometría de placa plana, estas dos cantidades se pueden establecer conociendo los grosores de la placa, la disposición de las superficies de las placas en la unión soldada (ej. Las superficies internas están niveladas), el descentramiento máximo entre los centros de placa en la unión soldada y la longitud efectiva utilizada para caracterizar la desviación.

b. Para una geometría de pared cilíndrica o esférica, el defecto de alineación radial puede ser establecido conociendo los grosores de la placa y la disposición de las superficies de las placas en la unión soldada (ej. Las superficies internas están niveladas). El defecto de alineación angular en la unión puede ser establecido usando una plantilla como la que aparece en la figura 8.11. La longitud de arco de la plantilla debe sobrepasar la región deformada localmente resultante del defecto de alineación angular (o el punto de contacto, ver figura 8.11), y se establece usando el radio interior o exterior del cilindro, según aplique. Utilizando esta técnica, se puede calcular la desviación máxima usando cualquiera de las siguientes ecuaciones. Para una plantilla central,

δ=

(a1 + a2)

(8.1)

2 Y para una plantilla oscilante

δ=

(b1 + b2)

(8.2)

4 Donde a1, a2, b1, y b2 se definen en la figura 8.11. 8.3.4.2 La medición del radio y la desviación asociada del radio medio en posiciones alrededor de la circunferencia es requerida para utilizar los procedimientos de evaluación para deformaciones circunferenciales de paredes cilíndricas. a.

Para el caso de deformación circunferencial global, se requieren los diámetros máximo, mínimo y medio. Estas cantidades pueden ser difíciles de medir en el campo y se recomienda el procedimiento de medición para deformación arbitraria que se presenta en el punto (b)

b. Se debe realizar una medición exacta del radio de cilindro en varias estaciones para aplicar los procedimientos de evaluación para una deformación circunferencial arbitraria. 1. Se debe tomar el radio en un número par de intervalos con espaciamiento igual alrededor de la circunferencia del cilindro para definir el perfil de la sección transversal en evaluación (ver figura 8.12). El número mínimo recomendado de sitios de medición es 24. Si no es posible el acceso a la parte interior del recipiente, es necesario desarrollar un medio alternativo para las mediciones. Si el recipiente tiene anillos, las mediciones de la desviación de la pared ubicada entre los anillos se puede realizar colocando un nivel en el diámetro exterior de los anillos y midiendo el descentramiento radial con respecto a la superficie deformada de la pared. Este método puede producir resultados precisos asumiendo que los anillos no tengan deformaciones circunferenciales significativas. Si el recipiente no tiene anillos, se puede colocar un nivel vertical o una plomada a lo largo de la pared del recipiente para medir el descentramiento radial (ver sección 11, figura 11.4)

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8- 5

2. Para determinar la desviación desde el círculo medio, se deben corregir las mediciones del radio para la media y para el error en el posicionamiento del centro de la medición. El radio en cualquier sitio definido por un á ngulo θ est á dado por: R(θ) = R m + A1 cos θ + B1 sen θ + ε

(8.3)

Donde, = Factor de corrección del defecto de alineación longitudinal desde el centro de la medición al centro verdadero del círculo medio (ver figura 8.12) (mm:in). B1 = Factor de corrección del defecto de alineación longitudinal desde el centro de la medición al centro verdadero del círculo medio (ver figura 8.12) (mm:in). R m = Radio medio (mm:in) R(θ) = Radio en un si tio definido por θ (mm:in), = Desviación del círculo medio en una ubicación definida por θ (mm:in) ε = Ángulo que define un sitio en la sección transversal cilíndrica, tomada de una θ línea de referencia a través del centro de medición (ver figura 8.12) (grados) A1

3. El radio y la desviación corregidos del círculo medio pueden ser hallados tomando las mediciones del radio de una cuerpo cilíndrico con deformación cilíndrica a intervalos equidistantes alrededor de la circunferencia y encontrando los coeficientes en la siguiente expresión. En la tabla 8.2 se ha incluido una hoja de trabajo para este cálculo usando 24 sitios de medición.

Donde

Con los términos definidos en el punto (2), y N R i R c1

= Número de puntos de medición alrededor de la circunferencia; se recomienda un mínimo de 24 puntos. = Radio medido en el punto i (mm:in) = Radio corregido en el punto i (mm:in).

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ε

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= Desviación del Radio medio perfecto en el punto i; esta información es utilizada en una evaluación de nivel 1 o nivel 2 (mm:in)

8.3.4.3 Se requiere un cálculo del radio local para usar los procedimientos de evaluación para imperfecciones locales en paredes cilíndricas sometidas a presión externa. El radio local RL, puede ser calculado utilizando las guías que aparecen en la figura 8.13. 8.3.4.4 Se requiere un cálculo de los radios locales de comba para usar los procedimientos de evaluación de combas en cuerpos cilíndricos y esféricos. Los radios de comba locales pueden ser calculados usando las guías que aparecen en las figuras 8.8 y 8.9. 8.3.4.5 Se requiere un cálculo de la profundidad máxima de una abolladura y el radio mínimo en la sitio de deformación máxima para los procedimientos de evaluación para abolladuras en cuerpos cilíndricos (ver figura 8.10).

8.4


8.4.1

Generalidades En la figura 8.1 se proporciona una vista general de los niveles de evaluación. La evaluación de nivel 1 se basa en las tolerancias de fabricación del código de construcción original. Si la geometría actual del componente es tal que se satisfacen las tolerancias de fabricación original, se cumple con los criterios de evaluación de nivel 1, y no se requiere un análisis adicional a menos que el componente esté en servicio cíclico o tenga una abolladura. En este caso se requiere una evaluación de nivel 2 o nivel 3. Las evaluaciones de nivel 2 proporcionan un medio para calcular la integridad estructural de un componente con defecto de alineación de la soldadura o distorsión de la pared caracterizadas como deformación circunferencial, comba o abolladura. Se consideran la presión, las cargas complementarias y las geometrías más generales ej. Tubos de diferentes grosores y diferentes sitios de soldadura). Las evaluaciones de nivel 3 son para componentes con distorsiones generales de pared, o con cargas y geometrías de componentes complejas. Normalmente se utilizan técnicas de análisis detallado de esfuerzo incluyendo fractura, fatiga y análisis numérico de esfuerzo en una evaluación de nivel 3. Generalmente se requieren mediciones de campo significativas en una evaluación de nivel 3 para caracterizar la irregularidad geométrica.

8.4.2


8.4.2.1 Los procedimientos de evaluación de nivel 1 están basados en las tolerancias de fabricación suministradas en el código de construcción original. En las tablas 8.3 a 8.7 se suministra una vista general de estas tolerancias para los siguientes códigos de construcción. 

   

Código de Recipiente Presurizado y Hervidor ASME, sección VIII, División 1 y División 2- Ver tabla 8.3 Código de Tubería B31.3 – Ver tabla 8.4 Estándar API 620 – ver tabla 8.5 Estándar API 650- Ver tabla 8.6 Estándar API 653 (tanques reconstruidos) – ver tabla 8.7

8.4.2.2 Si el componente no se ajusta a los requerimientos de Evaluación de nivel 1, entonces se puede realizar una evaluación de nivel 2 o nivel 3.

8.4.3


8.4.3.1 La evaluación de nivel 2 suministra un procedimiento computacional para una irregularidad geométrica en un componente sometido a presión y otras cargas complementarias. Las irregularidades geométricas cubiertas incluyen defectos de alineación de la soldadura y distorsiones

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8- 7

circunferenciales en paredes cilíndricas. Se proporcionan métodos de cálculo para recalibrar el componente si no se satisfacen los criterios de aceptación de esta sección. 8.4.3.2 Defecto de alineación de la Soldadura a.

Paso 1- Identifique el tipo de componente y de defecto de alineación (ver tablas 8.8, 8.9, 8.10 y 8.11) y determine las siguientes variables según aplique (ver figuras 8.2 a 8.6) A = Área de sección transversal de metal, 2π Rt 1; utilizado para descentramiento longitudinal de las uniones circunferenciales en cilindros cuando hay cargas complementarias (mm 2:in2) E = Descentramiento central de las secciones de placa en la unión soldada (mm;in) Ey = Módulo de Young (MPa: psi) F = Fuerza axial de sección neta; usada sólo para el descentramiento longitudinal de uniones circunferenciales en cilindros (N:lbs) FCA = Provisión de Corrosión Futura (mm:in) Hf = Factor que depende de si el esfuerzo inducido por la desviación del cuerpo está categorizado como primario o secundario (Ver apéndice B); H f = 3.0 si el esfuerzo es secundario y H f = 1.5 si el esfuerzo es primario (para la mayoría de aplicaciones el esfuerzo inducido de pandeo puede ser considerado como secundario), L = Longitud característica utilizada para establecer la cantidad de mala alineación angular (ver figuras 8.4 y 8.6); la definición de esta longitud aparece en la figura 8.6 (mm:in), M = el momento de pandeo de la sección neto; usado sólo para el descentramiento longitudinal de uniones circunferenciales en cilindros (N-mm:in- lbs) P = Presión interna (MPa: psi), R = Radio medio del cilindro o esfera (mm: in), = Esfuerzo permisible según el código correspondiente (MPa: psi), Sa tl = Grosor de pared actual del componente 1 en la unión (donde t 2 ≥ t1); usado sólo para defecto de alineación de soldadura longitudinal en las uniones de soldadura de cuerpos cilíndricos (ver figura 8.3) (mm:in) t2 = Grosor de pared actual del componente 2 en la unión (donde t 2 ≥ t1); usado sólo para defecto de alineación de soldadura longitudinal en las uniones de soldadura de cuerpos cilíndricos (ver figura 8.3) (mm:in) t = Grosor de pared actual del componente (si los grosores de pared de los dos componentes son diferentes en la unión soldada, entonces se emplea el grosor menor en la evaluación (mm:in), RSF2 = Factor de Resistencia Remanente Permisible (ver sección 2) R 1 = Radio medio del componente 1 con un grosor de pared t1 en la unión usado sólo para defecto de alineación de soldadura longitudinal en las uniones soldadas de cuerpos cilíndricos (ver figura 8.3), (mm:in), R 2 = Radio medio del componente 2 con un grosor de pared t 2 en la unión usado sólo para defecto de alineación de soldadura longitudinal en las uniones soldadas de cuerpos cilíndricos (ver figura 8.3), (mm:in), 2 Z = Módulo de sección de la sección transversal de πR metal, t; utilizado para el descentramiento longitudinal de uniones circunferenciales cuando hay cargas complementarias (mm 3:in3), = Altura del pico angular (mm:in), y δ v = Relación de Poisson

b. Paso 2- Determine el esfuerzo de membrana, σ m, (ver apéndice A) observe que para paredes cilíndricas, σCm debe ser usado para defectos de alineación de uniones longitudinales, y σCm debe ser usado para defectos de alineación de uniones circunferenciales. Para el descentramiento en placas planas y uniones circunferenciales en paredes cilíndricas, determine la membrana resultante más el esfuerzo de pandeo usando la siguiente ecuación si existen cargas complementarias:

σms =

F

M +

A

(8.10) Z

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c.


8- 8

Paso 3- Calcule las relaciones del esfuerzo inducido de pandeo con el esfuerzo de membrana aplicado, utilizando las ecuaciones en las tablas 8.8, 8.9, 8.10, y 8. 11 con base en el tipo de componente y de defecto de alineación de la soldadura. Observe que esta relación es igual a cero si no hay defecto de alineación longitudinal o angular. La cantidad R bs se define como la relación del esfuerzo inducido de pandeo con el esfuerzo de membrana resultante de cargas complementarias. 1) Placas planas: R b = -1.0

(8.11)

R bs = R pc bs + R pa bs

(8.12)

2) Cilindros – Uniones circunferenciales (esfuerzo longitudinal)

3) Cilindros – Uniones longitudinales (esfuerzo circunferencial)

4) Esferas- Uniones circunferenciales (esfuerzo circunferencial)

d. Paso 4- Determine el factor de Esfuerzo remanente:

e.

Paso 5- Evalúe los resultados. Si RSF≥ RSFa, entonces el defecto de alineación de soldadura angular es aceptable según el nivel 2; de otra manera, tome como referencia el párrafo 8.4..3.8.

8.4.3.3 Deformación circunferencial- Cuerpos cilíndricos y Codos de los tubos a.

Paso 1- Determine las siguientes variables con base en el tipo de deformación circunferencial. 1) Variables para deformación circunferencial global (ver figura 8.12) según lo definido en el párrafo 8.4.3.2.a.

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8- 9

= Ángulo para definir el sitio donde será calculado el esfuerzo (ej. Puede ser θ utilizado para calcular el esfuerzo en el sitio de una soldadura, ver figura 8.5) 2) Variables para deformación circunferencial global Cs Dm Do Dmax Dmin Lf

= Factor para tener en cuenta la gravedad de la deformación circunferencial, para una forma puramente oval, C s = 0.5; para formas desviadas significativamente de una forma oval, use C s = 0.1, = Diámetro medio (mm:in). = Diámetro exterior de un doblez de tubo(mm:in). = Diámetro exterior máximo (mm:in). = Diámetro exterior mínimo (mm:in). = factor de Lorenz (ver apéndice A, párrafo A.5.5.1)

3) Variables para Deformación Circunferencial general (forma arbitraria)- mida el perfil transversal del cilindro tomando las medidas del radio en varios ángulos alrededor de la circunferencia del recipiente cuando el cilindro no es presurizado. Estos datos pueden ser representados por la siguiente serie Fourier:

Los coeficientes de esta serie Fourier pueden ser calculados empleando las siguientes ecuaciones :

Donde : An Bn i n N R m R i θi

= Coeficiente del término coseno en la serie Fourier (mm:in) = Coeficiente del término seno en la serie Fourier (mm:in) = Punto de medición actual = Número armónico asociado con la serie Fourier, = Número de sitios de medición equidistantes alrededor de la circunferencia; se recomienda un mínimo de 24 puntos. = Radio Medio = Radio medido en el punto i (mm:in), y = Ángulo circunferencial en el punto i (grados)

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b. Paso 2- Determine el esfuerzo de membrana (ver apéndice A). c.

Paso 3- Determine la relación del esfuerzo de pandeo circunferencial inducido con el esfuerzo de membrana circunferencial en la posición de interés (denotada por el ángulo θ) 1) Deformación circunferencial global de un cilindro:

2) Deformación circunferencial general de un cilindro :

donde,

3) Deformación Global de un codo de gran radio (nota: los límites para la siguiente expresión aparecen más adelante, ver punto 4 si no se satisfacen estas limitaciones),

Donde,

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4) Deformación circunferencial de un codo o doblez de tubo (no hay limitación en el radio de doblez)

d. Paso 4- Determine el factor de resistencia remanente empleando la ecuación (8.19) con R b = abs (R or b) y R bs = 1.0 (la terminología abs (x) significa valor absoluto de x). e.

Paso 5 – Evalúe los resultados. Si RFS≥ RSFa, entonces la deformación circunferencial es aceptable según el nivel 2; de otra manera tome como referencia el párrafo 8.4.3.8.

8.4.3.4 Defecto de Alineación de Soldadura y deformación circunferencial en paredes cilíndricas sometidas a presión interna a.

La relación del esfuerzo de pandeo circunferencial inducido con el esfuerzo de membrana circunferencial, R b, debido a defectos de alineación de soldadura puede ser calculada en el sitio de la soldadura utilizando las ecuaciones en los párrafos 8.4.3.2. La relación R b debido la deformación circunferencial puede ser calculada en cualquier sitio alrededor de la circunferencia usando las ecuaciones en el párrafo 8.4.3.3. En esta evaluación, este cálculo debe ser realizado en el sitio de la unión soldada longitudinal (ej. La posición de la soldadura está definida por θ)

b. El procedimiento de evaluación para defectos de alineación de la soldadura y deformaciones circunferenciales en paredes cilíndricas sometidas a presión interna así: 1. Paso 1- Determine el esfuerzo de membrana (Apéndice A) 2. Paso 2- Calcule la relación del esfuerzo inducido de pandeo con el esfuerzo de membrana aplicado para defectos de alineación de soldadura utilizando el párrafo 8.4.3.2, y para la deformación circunferencial usando el párrafo 8.4.3.3 (nota: cuando calcule R or b según el párrafo 8.4..3.3, no tome el valor absoluto o el resultado como se indica en el paso 4) R b = R cljc b + R clja b R or b

(8.35)

3. Determine el factor de resistencia remanente utilizando la ecuación (8.19) con el valor de R b determinado en el paso 2 y R bs = -1.0 4. Paso 4- Evalúe los resultados. Si RSF≥ RSF a , entonces el defecto de alineación de la soldadura y la deformación circunferencial es aceptable según el nivel 2; de otra manera vea el párrafo 8.4.3.8. 8.4.3.5 Deformación circunferencial- paredes cilíndricas sometidas a presión externa (Evaluación de la curvatura) a. Las paredes cilíndricas sometidas a presión externa debe satisfacer los criterios de esfuerzo de los párrafos 8.4.3.3 u 8.4.3.4., según aplique, y los criterios de curvatura establecidos en este párrafo.

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b. El procedimiento de evaluación para deformación circunferencial en paredes cónicas y cilíndricas sometidas a presión externa es: 1. Paso 1- Determine las siguientes variables (ver figura 8.13): e Ey FCA FS L P PeL R o R L t v σys

= Desviación hacia adentro máxima de un cilindro perfecto, puede ser determinada usando el procedimiento en el párrafo 8.3.4.2. (mm:in), = Módulo de Young (MPa: psi) = Provisión de Corrosión Futura (mm:in) = Margen en servicio (ver apéndice a, párrafo A.4.3), = Longitud sin soporte (ver Apéndice a, párrafo A.4.3), (mm;in) = Presión externa de diseño (MPa: psi), = Presión de curvatura elástica de un cilindro (MPa: psi), = Radio exterior de la pared perfecta (ver figura 8.13) (mm;in) = Radio exterior local de la pared imperfecta (ver paso 3 en la figura 8.13) = Grosor de pared actual del cilindro (mm:in) = Relación de Poisson = Esfuerzo Máximo (MPa: psi).

2. Paso 2- Si se está evaluando un cuerpo cónico, determine la longitud equivalente y el diámetro exterior según lo definido en el apéndice A, párrafo A.4.8. La longitud y el radio exterior equivalentes (R= D/2) se deben utilizar en todos los pasos subsiguientes. 3. Paso 3- Encuentre el valor de n (el número de ondas en que el cilindro se pandeará en dirección circunferencial para dar un valor mínimo de P eL) para el cilindro perfecto (e=0.0) a) Método aproximado – determine el valor de n usando las ecuaciones en el Apéndice A, párrafo A.4.1.5.1. con R m= R o y tc = t – FCA. b) Método Exacto- Determine el valor de n en la siguiente ecuación que da un valor mínimo de P eL . En este cálculo el valor de n se asume como no integral (un número de punto flotante) y se determina comenzando con n= 2 y aumentando n en incrementos de 0.10 hasta que se encuentre un valor mínimo de P eL

Con,

4.

Paso 4- Determine el valor del radio local, R L, de la imperfección usando el procedimiento que aparece en la figura 8.13 con el valor medido de la desviación del cilindro perfecto, e, y el valor de n determinado en el paso 3.

5. Paso 5- Sustituya R L por R o en la ecuación (8.36) y encuentre un nuevo valor de n junto con el valor asociado de la presión de deformación elástica y designe esta presión como P ec.

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6. Paso 6- Determine la presión de deformación inelástica. a) Para aceros carbón y de baja aleación:

Donde,

b) Para todos los otros materiales- Determine los parámetros de geometría y de material, Aext y Bext, respectivamente, utilizando el procedimiento en el Código ASME B&PV, sección VIII, División 1 con D o= 2R L. Al determinar el parámetro de material, B ext, si el valor del parámetro de geometría, A ext, está hacia la izquierda de la línea de material / temperatura o en la porción recta de la curva, entonces el esfuerzo limitante es elástico, Fhc = Fhe, y : Pc = Pec

(8.43)

De otra manera , 8.44

7. Paso 7 – Determine la presión externa permisible:

8.

Paso 8- Evalúe los resultados. Si P ext ≥ P, entonces el componente es apropiado para operación; de otra manera, tome como referencia el párrafo 8.4.3.8.

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8.4.3.6 Combas a.

Los siguientes procedimientos de evaluación pueden ser usados para combas hacia fuera (no asimétricas) que ocurren en cuerpos cilíndricos o esféricos sometidos a cargas de presión interna. Se debe realizar una Evaluación de Nivel 3 para distorsión general de pared si el componente presenta alguna de las siguientes condiciones:    

Combas asimétricas Sitios Planos (el radio de curvatura de la comba es infinito) Combas hacia adentro (el sitio del radio de curvatura está ubicado fuera del cuerpo) Presión externa o carga complementaria significativa

b. El procedimiento de evaluación para combas es así: 1. Paso 1- Determine los siguientes parámetros; para una comba en un cuerpo cilíndrico ver figura 8.8 y para una comba en un cuerpo esférico ver figura 8.9. D E FCA P Lmsd T HC HM R LC R LM VC VM Sa tB tmin

= Diámetro Interior (mm:in) = Eficiencia de la unión soldada = Provisión de Corrosión Futura (mm:in). = Presión interna (MPa: psi) = Distancia del borde de la comba en investigación a la discontinuidad estructural mayor más cercana o defecto adyacente (mm:in). = Temperatura (°C, °F) = Altura de la comba en dirección circunferencial medida desde el punto de inflexión (ver figura 8.8(b) o figura 8.9 (c) según aplique), (mm:in). = Altura de la comba en dirección meridional (dirección longitudinal para un cuerpo cilíndrico) medida desde el punto de inflexión (ver figura 8.8 (c) o figura 8.9 (c), según aplique (mm:in). = Radio local opuesto al radio de la comba en dirección circunferencial medido en el punto de inflexión (ver figura 8.8(b) o figura 8.9 (b) según aplique), (mm:in) = Radio local opuesto al radio de la comba en dirección meridional (dirección longitudinal para un cuerpo cilíndrico) medido en el punto de inflexión (ver figura 8.8(c) o figura 8.9 (c) según aplique), (mm:in) = Longitud de la comba en dirección circunferencial medida desde el punto de inflexión (ver figura 8.8(b) o figura 8.9 (b) según aplique), (mm:in). = Longitud de la comba en dirección meridional (dirección longitudinal para un cuerpo cilíndrico) medida desde el punto de inflexión (ver figura 8.8 (c) o figura 8.9 (c), según aplique (mm:in). = Esfuerzo permisible para el componente en la temperatura de evaluación con base en el código de construcción original (MPa: psi) = Grosor de pared mínimo local en la comba (mm:in), y = Grosor de pared mínimo requerido del cuerpo que contiene la comba (ver apéndice A) (mm:in)

2. Paso 2- Determine el radio local de la comba

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3. Paso 3- Determine el esfuerzo de membrana local en la comba con base en la presión de diseño actual. a) Si el cuerpo encombado puede ser aproximado por una superficie esférica, entonces calcule el esfuerzo de membrana meridional y el circunferencial utilizando la siguiente ecuación

b) Si el cuerpo encombado puede ser aproximado por una superficie cilíndrica (esta hipótesis debe ser utilizada para todos los casos a menos que se pueda justificar un cuerpo esférico mediante observación y medición de campo), entonces calcule el esfuerzo máximo de membrana circunferencial y meridional, usando las siguientes ecuaciones.

Donde,

4. Paso 4- Determine el Factor de Resistencia Remanente:

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5. Evalúe los resultados. Si se satisfacen todos los siguientes requerimientos, entonces el componente es aceptable según el nivel 2; de otra manera tome como referencia el párrafo 8.4.3.8:







Los resultados de una inspección indican que todas las partes de un cordón de soldadura dentro de la región de la comba no contienen defectos en forma de fracturas y la eficiencia de la unión soldada utilizada en los cálculos es representativa de la calidad de la soldadura. La superficie encombada no contiene defectos tales como área localmente adelgazada, ampolla, ranura o fractura. La carga sobre el componente es presión interna y el esfuerzo debido a cargas complementarias es insignificante.

8.4.3.7 Abolladuras con pérdida de metal por efectos mecánicos a.

Los siguientes procedimientos de evaluación sólo deben ser utilizados para componentes esféricos y cilíndricos sometidos a presión interna. Los procedimientos pueden ser usados para evaluar abolladuras con una pérdida de metal por efectos mecánicos (ver sección 5, párrafo 5..2.1.1.b). Si la abolladura no contiene pérdida de metal, entonces se puede utilizar el procedimiento de evaluación en el párrafo 8.4.3.3.

b. El procedimiento de evaluación para abolladuras es: 1. Paso 1- Determine los siguiente parámetros (ver figura 8.10): ag Cuc Cus Cvt dd ddp D FCA Lmsd r d s t

= Profundidad de la pérdida de metal por efectos mecánicos (mm:in) = Constante para conversión de unidades; C uc = 1.0 si C vt se expresa en pies- lbs y Cuc =1.355818 si C vt se expresa en julios, = Constante para conversión de unidades; C uc = 1.0 si s se expresa en pulgadas y Cus =25.4 si s se expresa en milimetros, = dos tercios del tamaño de la energía Charpy, requerido si la abolladura tiene un defecto en forma de ranura (ver apéndice F), (pies- lbs), = Profundidad máxima de la abolladura en la instancia de daño (mm:in) = Profundidad de la abolladura después de retirar la herramienta de daño (mm:in) = Diámetro interior (mm:in) = Provisión de Corrosión Futura (mm:in) = Distancia del borde de la abolladura en investigación a la discontinuidad estructural mayor más cercana o el defecto adyacente (mm:in), = Radio local de la abolladura o defecto en forma de ranura, ubicada en la base de la abolladura en el punto de impacto (mm;in) = Longitud del defecto en forma de ranura, requerida sólo si la abolladura tiene un defecto de esta clase (ver sección 5 para información sobre cómo establecer la longitud del defecto) (mm:in) = Grosor actual, generalmente el grosor nominal menos la pérdida de metal (mm:in)

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σc σf σ p σys

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= Esfuerzo circunferencial, requerido sólo si la abolladura tiene un defecto en forma de ranura (ver Apéndice A) (MPa: psi). = Esfuerzo de flujo igual a σ ys + 69 MPa (σys + 10.000 psi) (ver apéndice F, párrafo F.2.2.1) (MPa: psi). = Esfuerzo circunferencial cuando se toma la medida de la abolladura (ver apéndice A) (MPa: psi). = Esfuerzo Máximo en la temperatura de evaluación (ver apéndice F) (MPa: psi).

2. Paso 2- La profundidad de la abolladura que se utiliza en la evaluación es aquella que ocurre en el instante del daño. Después de retirar la herramienta de daño, la abolladura en un tubo presurizado se restablece. Por lo tanto, si se encuentra la abolladura mientras el componente está en servicio, entonces la profundidad a ser usada en la evaluación puede ser calculada usando la siguiente ecuación.

3. Paso 3- Determine el esfuerzo circunferencial limitante

Donde,

4.

Paso 4- Evalúe los resultados. Si se satisfacen todos los siguientes requerimientos, entonces el componente es aceptable según el nivel 2; de otra manera, tome como referencia el párrafo 8.4.3.10:





σc ≤

σel 1.5

r d ≥ 0.25(t- FCA) dd



D+ (t- FCA)

≤ 0.05

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PRÁCTICA RECOMENDADA API 579 









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Lmsd ≥ 1.8 √ Dt Todas las partes de la pared deformada en el sitio de la abolladura no contienen un cordón de soldadura. La carga del componente en presión interna y esfuerzo debido a que las cargas complementarias son insignificantes. Si la abolladura contiene un defecto en forma de grieta, entonces no se permiten fluctuaciones de presión; de otra manera estas fluctuaciones están limitadas a los ciclos de encendido y apagado que no pasarán de 500 para la duración del componente. La superficie deformada, incluyendo el defecto en forma de grieta, si existe, no contiene fracturas.

8.4.3.8 Recalibración de Componentes a.

Si RSF ≥ RSF a el componente es aceptable para el nivel 2. Si no se satisfacen estos criterios, entonces el componente puede ser recalibrado usando las ecuaciones en la sección 2, párrafo 2.4.2.2.

b. Se debe realizar un análisis de nivel para recalibrar un componente con una abolladura. 8.4.3.9 Análisis de Fatiga a.

Si el componente está sometido a servicio cíclico, o si se ha realizado un análisis de fatiga como parte de los cálculos de diseño originales, se debe revisar la resistencia a la fatiga incluyendo los efectos de la irregularidad geométrica. En el apéndice B, párrafo B.5.4. aparece un procedimiento para determinar si un componente está en servicio cíclico.

b. El procedimiento para la evaluación de la fatiga es como aparece a continuación. Este procedimiento es aplicable para evaluar defectos de alineación de la soldadura, deformación circunferencial de la pared y una combinación de ambos sometidos a las restricciones de los párrafos 8.4.3.2, 8.4.3.2. u 8.4.3.4, respectivamente. El procedimiento de evaluación no es aplicable a un componente con combas o abolladuras; para estos casos se requiere una Evaluación de nivel 3. 1. Paso 1- Determine la naturaleza de la carga, el esfuerzo de membrana asociado (ver apéndice A), y el número de ciclos de operación. 2. Paso 2- Determine la relación del esfuerzo inducido de pandeo con el esfuerzo de membrana, Rb, resultante del defecto de alineación de la soldadura, de la deformación circunferencial de la pared o de una combinación de ambos, según aplique, usando los procedimientos de los párrafos 8.4.3.2, 8.4.3.3 u 8.4.3.4, respectivamente. 3. Paso 3- Determine el factor de concentración de esfuerzo, K t, (generalmente requerido sólo si la curva de fatiga usada en al evaluación se basa en especímenes de la prueba de barra suave, ver apéndice F, párrafos F.6.2 y F.6.3) 4. Paso 4- Utilizando la historia de carga y el esfuerzo de membrana del paso 1, los parámetros R b del paso 2 y el factor de concentración de esfuerzo del paso 3, calcule el promedio de esfuerzo, σr (ver apéndice B, párrafo B.5 para información relacionada con una evaluación de fatiga):

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Placa plana- Defecto de alineación de la soldadura

Cilindro, unión soldada circunferencial - Defecto de alineación de la soldadura

Cilindro, unión soldada longitudinal - Defecto de alineación de la soldadura

Esfera, unión soldada circunferencial - Defecto de alineación de la soldadura

5. Paso 5- Calcule e número de ciclos permitidos utilizando el promedio de esfuerzo determinado en el paso 4 y la curva de fatiga aplicable (ver apéndice F, Párrafos F.6.2 y F.6.3) 6. Paso 6- Evalúe los resultados. Si el número calculado de ciclos determinado en el paso 5 es mayor que o igual al número de ciclos de operación del paso 1, entonces el componente es aceptable según el nivel 2. 8.4.3.10 Si el componente no se ajusta a los requerimientos de evaluación de nivel 2, entonces se pueden considerar los siguientes puntos: a.




d. Realice una evaluación de nivel 3.

8.4.4


8.4.4.1 Las técnicas de análisis de esfuerzo en el apéndice B pueden ser usadas para evaluar las irregularidades geométricas estudiadas en esta sección en recipientes, tubería y tanques presurizados. 8.4.4.2 El análisis de esfuerzo lineal y las técnicas de categorización de esfuerzo presentados en el apéndice B, párrafo B.2 pueden ser utilizados para analizar defectos de alineación en uniones soldadas. En la evaluación de nivel 2, el esfuerzo de pandeo inducido resultante de la mala alineación se considera como esfuerzo de pandeo secundario para la mayoría de aplicaciones. En algunos casos, este esfuerzo puede ser tomado como esfuerzo de pandeo primario si ocurre una continuidad elástica. Las técnicas de carga límite descritas en el apéndice B, párrafo B.3 pueden ser utilizadas para resolver aspectos pertinentes a la categorización de esfuerzo. 8.4.3.3 Las técnicas de análisis de esfuerzo no lineal descritas en el apéndice B, párrafo B.3 deben ser usadas para evaluar distorsiones generales de la pared que ocurren en el cuerpo de los componentes.

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a.


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Generalmente los esfuerzos de pandeo localizados resultantes de distorsión general de la pared tienden a disminuir debido al efecto de redondeo del cuerpo sometido a presión interna. Este efecto es más pronunciado en paredes adelgazadas y puede ser evaluado directamente utilizando un análisis no lineal que incluye los efectos de no linealidad geométrica. El efecto de redondeo se introduce en un análisis de nivel 2 de la deformación circunferencial mediante el factor de corrección, Cf. Si se incluye la no linealidad material en el análisis, la resistencia de pandeo plástico del componente también puede ser determinado y utilizado para calificar el componente para servicio.

b. Una representación precisa del perfil de la pared deformada es crítica para obtener resultados exactos, y esto es especialmente importante para paredes con desviaciones significativas en direcciones meridional o circunferencial. Para obtener un perfil preciso de la geometría de la pared, se debe establecer una plantilla sobre la región deformada y es necesario tomar medidas para determinar el perfil real de la pared. Estos datos deben encajar entonces en una curva con plantilla cúbica por trozos para obtener una representación exacta del cuerpo deformado. La parametrización de la plantilla cubica por trozos garantiza que la inclinación y la curvatura del perfil de la pared deformada sean continuas, lo cual es una condición necesaria para el análisis. c.

Si existe una desviación significativa en una pared, la teoría tradicional no proporciona un cálculo exacto del estado de esfuerzo. En este caso se recomienda un modelo continuo incluyendo los efectos de la plasticidad para la evaluación.

d. Para estructuras con distorsión localizada significativa resultante del contacto con otro componente o dispositivo mecánico, se puede utilizar un análisis de esfuerzo no lineal para simular el proceso de deformación con el fin de determinar la magnitud de tensión plástica permanente que se desarrolla. Para simular el proceso de distorsión, se realiza un análisis incluyendo la no linealidad material y geométrica además de la interacción del contacto entre la estructura original no deformada y el cuerpo contactante. El componente contactante puede ser modelado explícitamente como cuerpo deformable o como una superficie rígida simple. El análisis debe incluir cargas aplicables para desarrollar la configuración final distorsionada de la estructura. Las tensiones inelásticas calculadas deben ser comparadas contra los límites de tensión permisibles dados en el apéndice B. 8.4.4.4 Si el componente está sometido a un campo de esfuerzo compresivo, se recomiendan las técnicas de análisis de esfuerzo no lineal descritas en el apéndice B, párrafo B.3 para la evaluación. Si se incluye no linealidad geométrica junto con no linealidad material en la evaluación, se puede evaluar la estabilidad del componente en el mismo análisis utilizado para determinar la resistencia de pandeo plástico. Alternativamente, las técnicas de categorización de esfuerzo y de estabilidad estructural estudiadas en el Apéndice B, párrafo B.4 pueden ser utilizadas en la evaluación. 8.4.4.5 Si el componente está operando en el promedio de deformación por flujo plástico, se recomienda un análisis no lineal que incluya la no linealidad material y la no linealidad geométrica. Los esfuerzos debido a irregularidades geométricas pueden no relajarse suficientemente con el tiempo debido a la flexibilidad circundante del componente. En este caso, las tensiones de deformación por flujo plástico pueden acumularse y dar como resultado un daño significativo o fractura. Si el componente contiene una abolladura u otra irregularidad geométrica con esfuerzos altamente localizados, se debe realizar un análisis de esfuerzo no lineal detallado y una evaluación. Esta evaluación también debe incluir los requerimientos de dureza del material. De otra manera se recomienda la reparación o el monitoreo en servicio del componente.

8.5


8.5.1

La evaluación de vida remanente de los componentes con irregularidades geométricas generalmente cae en una de las siguientes tres categorías:

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a.


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Pérdida de metal resultante de Ambiente corrosivo/ erosivo- En este caso se puede establecer una protección adecuada de un ambiente corrosivo/ erosivo, fijando un valor apropiado para la pérdida futura de metal. La vida remanente en función del tiempo puede ser establecida utilizando la aproximación MAWP descrita en la sección 4, párrafo 4.5.2.

b. Los procedimientos de evaluación de nivel 2 incluyen una evaluación de fatiga para defectos de alineación de la soldadura y deformaciones circunferenciales (ver párrafo 8.4.3.9 y apéndice B). La vida remanente puede ser establecida combinando los resultados de este análisis con la historia operacional del componente. c.

Operación a Alta Temperatura- Si el componente está operando en el régimen de deformación por flujo plástico, se pueden utilizar los procedimientos de evaluación de la sección 10 para determinar una vida remanente.

8.5.2

Si el componente no está dentro de una de las categorías anteriores, se debe realizar un análisis de nivel 3 detallado para determinar la vida remanente del componente.

8.6

Correctivos

8.6.1

Las irregularidades geométricas asociadas con defectos de alineación de la soldadura, con las deformaciones circunferenciales y combas pueden ser corregidas utilizando placas de refuerzo y parches de solapadura dependiendo de la geometría, de la temperatura y de las condiciones de carga. El refuerzo, si se utiliza, debe ser diseñado usando los principios y los esfuerzos permisibles del código de construcción original.

8.6.2

Las secciones cilíndricas de pared que tengan deformación circunferencial pueden ser traídas a las tolerancias de fabricación original o a una forma que reduzca el esfuerzo local dentro de límites aceptables por medios mecánicos. Los gatos hidráulicos han sido utilizados con éxito para alterar la deformación circunferencial de las paredes cilíndricas. El diseño de la disposición de gateo y cargas debe ser establecido y monitoreado cuidadosamente durante el proceso de enderezamiento para minimizar el potencial de daño en la pared y los accesorios.

8.6.3

En general, una abolladura representa el defecto más dañino porque es difícil establecer la condición (resistencia y ductilidad) en el sitio de máxima deformación. Por lo tanto, se recomienda la reparación o reemplazo del componente a menos que el material se pueda evaluar adecuadamente.

8.7


8.7.1

Las irregularidades geométricas cubiertas en esta sección no requieren monitoreo en servicio a menos que exista un ambiente extraordinariamente corrosivo y no se pueda calcular una provisión de corrosión futura o si el componente está sometido a una operación cíclica y no se puede establecer la historia de carga para realizar una evaluación detallada. En estos casos, el monitoreo en servicio generalmente entraña inspección visual y mediciones de campo de la irregularidad geométrica en el componente a intervalos regulares. El tipo de medidas tomadas depende del procedimiento de evaluación utilizado.

8.7.2

El monitoreo en servicio generalmente se requiere al realizar una evaluación de nivel 3 realizado para calificar un componente para operación que contenga irregularidades geométricas con un defecto en forma de grieta o ranura.

8.8

Documentación

8.8.1


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8.8.2

Los datos de inspección incluyendo todas las mediciones de campo usadas para determinar la extensión de la irregularidad geométrica deben ser incluidos en la documentación del Análisis FFS.

8.9

Referencias

8.10

Tablas y Figuras

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Tabla 8.1 Datos requeridos para la Evaluación de Defectos de Alineación de la Soldadura y Distorsiones en la pared Utilice este formato para resumir los datos obtenidos en una inspección de campo Identificación del Equipo: Tipo de Equipo: _____Recipiente Presurizado____Tanque______Componente de Tubería Tipo de Componente y Ubicación

Datos Requeridos para una Evaluación de Nivel 1 Provisión de Corrosión Futura Deformación circunferencial (pared cilíndrica sometida a presión interna) Diámetro interior máximo medido (D max): Diámetro interior mínimo mediddo (D min): Diámetro nominal: Defecto de Alineación de la Soldadura Grosor de la pared: Mala alineación Radial (e):

Datos requeridos para una Evaluación de Nivel 2 General Temperatura: Presión Interna o Externa: Esfuerzo permisible y eficiencia de la unión soldada: Diámetro interior del componente: Defecto de Alineación de la Soldadura Grosor de la pared del componente (t o t 1 y t2): Geometría del Componente (R o R 1 y R 2): Medición del Defecto de alineación (e o δ) Longitud Característica (L): Fuerza de Sección neta y Momento de pandeo (F & M): Deformación Circunferencial Grosor de la pared del componente (t): Radio medio (R o): Radio Local (R L): Módulo de Young (t): Combas Grosor de la pared del componente (t): Radio de la comba (R BC o VC y HC, R BM o VM y HM): Radio local opuesto al radio de la comba (R LC y R LM): Distancia a la discontinuidad estructural más cercana (L msd): Abolladuras Grosor de la pared del componente (t): Profundidad de la Abolladura (d dp): Radio Local de la Abolladura (r d): Profundidad del defecto en forma de ranura (a g): Distancia a la discontinuidad estructural más cercana (L msd):

Tabla 8.2 Hoja de trabajo para determinar los parámetros de deformación circunferencial para una pared cilíndrica, necesarios para una Evaluación de Nivel 2

Tabla 8.3 Vista General de las Tolerancias de Fabricación- Código ASME B&PV, sección VIII, División 1 y División 2 Tolerancia de Requerimiento Fabricación Deformación (Dmax- Dmin) no debe exceder 1% de D donde: Circunferencial en Dmax = Diámetro Interior máximo medido paredes cilíndricas Dmax = Diámetro Interior máximo medido bajo presión interna D = Diámetro Interior Nominal En aberturas de boquilla, esta tolerancia se aumenta en un 2% del diámetro interior de la abertura. Deformación Se debe satisfacer el diámetro de tolerancia para presión interna. Circunferencial en Utilizando una longitud de cordón igual a dos veces la longitud de arco paredes cilíndricas determinada en la figura 8.14, la desviación máxima del círculo perfecto bajo presión externa no debe exceder el valor e determinado en la figura 8.15 Tome las medidas en la superficie de placa no soldada. Para paredes con uniones traslapadas, aumente la toleracia por t. No incluya la provisión de corrosión futura en t. Cabezas Formadas La superficie interior no debe desviarse hacia fuera más del 1.25% del diámetro interior ni la parte interior de la forma en más del 0.625% del diámetro interior Soldadura de la El defecto de alineación radial entre la pared y la cabeza debe ser menos pared cilíndrica al de la mitad de la diferencia entre los grosores de la cabeza y de la pared accesorio de la real. cabeza Defecto de Para t ≤ 12.7 mm (3/4 in) e= t/4 alineación de la Para 12.7 mm (1/2 in) < t ≤ 19.1 mm (3/4 in) e= 3.2 mm soldadura – uniones Para 19.1 mm (3/4 in) < t ≤ 38.1 mm (1- 1/2 in) e= 3.2 mm longitudinales Para 38.1 mm (1-1/2 in) < t ≤ 50.8 mm (2 in) e= 3.2 mm (categoría A) Para t >50.8 mm (2 in) e= min ( t/6, 9.5mm) o e= min ( t/16, 3/8 in) Donde t es el grosor de la placa y e es el descentramiento longitudinal permisible Defecto de alineación de la soldadura – uniones circunferenciales (categorías B, C, y D)

Para t ≤ 19.1 mm (1/2 in) e= t/4 Para 19.1 mm (3/4 in) < t ≤ 38.1 mm (1- 1/2 in) e= 4.8 mm (3/16 in) Para 38.1 mm (1-1/2 in) < t ≤ 50.8 mm (2 in) e= t/8 Para t >50.8 mm (2 in) e= min ( t/8, 19.1mm) e= min ( t/8, 3/4 in) Donde t es el grosor de la placa y e es el descentramiento longitudinal permisible

Defecto de Ninguno Establecido Alineación Angular

Referencia de Código UG- 80 (A) (AF- 130.1)

UG- 80 (A) (AF- 130.1)

UG- 81 (AF- 135) UW- 13 (b)(3) (AD- 420) UW= 33 (AF-142)

UW= 33 (AF-142)

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Tabla 8.4 Vista General de las tolerancias de fabricación- ASME b31.3 Defecto Requerimiento Geométrico Deformación El predeterminado es el Estándar según el cual el tubo fue comprado, Circunferencial en por ejemplo: paredes cilíndricas bajo presión interna ASTME 530 – Para tubo de pared delgada, la diferencia en lecturas de diámetro interior extremo (ovalidad) en cualquier sección transversal no debe exceder el 1.5% del diámetro exterior especificado. Este tubo está definido como poseedor de un grosor de pared de 3% o menos del diámetro exterior.

Referencia de Código __









Deformación Circunferencial en paredes cilíndricas bajo presión externa Defecto de alineación de la soldadura – uniones longitudinales Defecto de alineación de la soldadura – uniones circunferenciales Defecto de Alineación Angular

ASTM 358- Diferencia entre los diámetros exteriores mayor y menor, 1% ASTM 671- Diferencia entre los diámetros exteriores mayor y menor, 1% ASTM 691- Diferencia entre los diámetros exteriores mayor y menor, 1%

Los requerimientos para uniones de soldadura a tope de acero forjado (ej. Codos, tes, reductores, capuchones), se suministran en ASME B16.9. Lo mismo que para presión interna

---

El predeterminado es el Estándar según el cual el tubo fue comprado, o requerimiento estipulado para defecto de alineación longitudinal de uniones circunferenciales

328.4.3 (b)

Las superficies interiores de los componentes en los extremos que se unen en soldaduras circunferenciales o angulares deben estar alineados dentro de los límites dimensionales del diseño de ingeniería y WPS.

328.4.3 (a)

Ninguno Establecido

---

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Tabla 8.5 Vista General de las Tolerancias de Fabricación- Estándar API 620 Tolerancia de Fabricación Desplome para paredes de tanques Deformación circunferencial para tanques

Requerimiento El desplome de la parte superior a la parte inferior de la pared no debe exceder 1/200 de la altura total del tanque. La deformación máxima permisible para paredes de tanques, medida como la diferencia entre los diámetros máximo y mínimo, no debe exceder el 1% del diámetro promedio o 305 m (12 in), cualquiera que sea menor, excepto para tanques de fondo plano para los cuales el radio medido a 305 (12 in) por encima de la soldadura de la esquina inferior no debe exceder las siguientes tolerancias. D < 12.2 m (40 pies) 12.2 m (40 pies) ≤ D < 45.7 (150 pies) 45.7 m (150 pies) ≤ D < 76.2 (250 pies) D < 76.2 m (250 pies)

4.5.3

Tol = 12.7 mm (1/2 in) Tol = 19.2 mm (3/4 in) Tol = 25.4 mm (1 in) Tol = 31.8 mm (1-1/4 in)

Donde D es el diámetro del tanque en pies y Tol es la tolerancia del radio. Los extremos cilíndricos de las partes superiores formadas deben tener una diferencia máxima entre los diámetros máximo y mínimo del 1% del diámetro nominal. Defecto de Para t ≤ 6.4 mm (1/4 in) e= 1.6 mm (1/16 in) alineación radial de Para t > 6.4 (1/4 in) e= min ( t/4, 3.2mm) la soldadura e= min ( t/4, 1/8 in) longitudinal- todas Donde t es el grosor de la placa y e es el descentramiento longitudinal las uniones a tope permisible Desviaciones locales tales como defecto angular de alineación de soldadura y sitios planos

Referencia de Código 4.5.2

Utilizando una dimensión horizontal de 914 mm (36 in) con un radio igual al radio nominal del tanque, la desviación angular en la uniones verticales no debe exceder 12.7 (1/2 in) para paredes de acero y 25.4 mm (1 in) para paredes de aluminio (ver API 620, apéndice Q). Utilizando una dimensión vertical de 914 mm (36 in), la desviación en la uniones horizontales no debe exceder 12.7 (1/2 in) para paredes de acero y 25.4 mm (1 in) para paredes de aluminio (ver API 620, apéndice Q). Los sitios planos no deben exceder los requerimientos especificados en ASTM A6 O ASTM A20 para aceros carbón y aleaciones, ASTM A480 para aceros inoxidables y la tabla 3.13 de ANSI H35.2 para el aluminio.

4.5.4

4.5.4

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Tabla 8.6 Vista General de las Tolerancias de Fabricación- Estándar API 620 Tolerancia de Fabricación Desplome

Requerimiento

El desplome máximo de la parte superior a la parte inferior de la pared no debe exceder 1/200 de la altura total del tanque. Deformación El radio medido a 304 (12 in) por encima de la soldadura de la esquina circunferencial para inferior no debe exceder las siguientes tolerancias. tanques D < 12.2 m (40 pies) Tol = 12.7 mm (1/2 in) 12.2 m (40 pies) ≤ D < 45.7 (150 pies) Tol = 19.1 mm (3/4 in) 45.7 m (150 pies) ≤ D < 76.2 (250 pies) Tol = 25.4 mm (1 in) D < 76.2 m (250 pies) Tol = 31.8 mm (1-1/4 in)

Referencia de Código 5.5.2 4.5.3

Donde D es el diámetro del tanque en pies y Tol es la tolerancia del radio. Defecto de alineación de la soldadura Uniones longitudinales

Para t ≤ 15.9 mm (5/8 in) Para t > 15.9 (1/4 in)

e= 1.6 mm (1/16 in) e= min ( t/10, 3.2mm) e= min ( t/10, 1/8 in) Donde t es el grosor de la placa y e es el descentramiento longitudinal permisible

5.2.3.1

Defecto de alineación de la soldadura Uniones Circunferenciales Desviaciones locales tales como defecto angular de alineación de soldadura y sitios planos

La placa superior no debe proyectarse más del 20 por ciento de su grosor, con una proyección máxima de 3.2 mm (1/8 in); sin embargo para placas superiores menores de 8 mm (5/16 in) en grosor, la proyección máxima debe estar limitada a 1.6 mm (1/16 in). Utilizando una dimensión horizontal de 914 mm (36 in) con un radio igual al radio nominal del tanque, la desviación angular en la uniones verticales no debe exceder 12.7 mm (1/2 in).

5.2.3.2

Utilizando una dimensión vertical de 914 mm (36 in), la desviación en la uniones horizontales no debe exceder 12.7 mm (1/2 in). Los sitios planos no deben exceder los requerimientos especificados en ASTM A6 O ASTM A20.

5.5.4

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Tabla 8.7 Vista General de las Tolerancias de Fabricación para Tanques Reconstruidos- Estándar API 653 Tolerancia de Fabricación Desplome

Requerimiento

El desplome máximo de la parte superior a la parte inferior de la pared no debe exceder 1/100 de la altura total del tanque con una desviación máxima de 127 mm (5 in). Deformación El radio medido a 304 mm (12 in) por encima de la soldadura de la circunferencial para esquina inferior no debe exceder las siguientes tolerancias. tanques D < 12.2 m (40 pies) Tol = 12.7 mm (1/2 in) 12.2 m (40 pies) ≤ D < 45.7 (150 pies) Tol = 19.1 mm (3/4 in) 45.7 m (150 pies) ≤ D < 76.2 (250 pies) Tol = 25.4 mm (1 in) D < 76.2 m (250 pies) Tol = 31.8 mm (1-1/4 in)

Referencia de Código 8.5.2.1 8.5.3

Donde D es el diámetro del tanque en pies y Tol es la tolerancia del radio. Defecto de alineación de la soldadura Uniones longitudinales

Para t ≤ 15.9 mm (5/8 in) Para t > 15.9 (1/4 in)

e= 1.6 mm (1/16 in) e= min ( t/10, 3.2mm) e= min ( t/10, 1/8 in) Donde t es el grosor de la placa y e es el descentramiento longitudinal permisible

8.4.4.1

Defecto de alineación de la soldadura Uniones Circunferenciales Desviaciones locales tales como defecto angular de alineación de soldadura y sitios planos

La placa superior no debe proyectarse más del 20 por ciento de su grosor, con una proyección máxima de 3.2 mm (1/8 in); sin embargo para placas superiores menores de 8 mm (5/16 in) en grosor, la proyección máxima debe estar limitada a 1.6 mm (1/16 in). Utilizando una dimensión horizontal de 914 mm (36 in) con un radio igual al radio nominal del tanque, la desviación angular en la uniones verticales no debe exceder 25.4 mm (1 in)

8.4.4.2

Utilizando una dimensión vertical de 914 mm (36 in), la desviación en la uniones horizontales no debe exceder 25.4 mm (1 in).

8.5.4 y 8.5.5

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8- 30

Tabla 8.8 Ecuaciones para la relación de esfuerzo de pandeo inducido con el esfuerzo de membrana aplicado para una placa con defecto de alineación angular y longitudinal Tipo de Defecto de Alineación

Ecuaciones para Rb

Placa descentramiento longitudinal (ver figura 8.2) (1)

Limitaciones: ninguna Placa descentramiento longitudinal (ver figura 8.2) (1)

Para extremos fijos

Para extremos articulados

Con

Notas: 1. La ecuación para R b no tiene dimensiones

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8- 31

Tabla 8.9 Ecuaciones para la relación del Esfuerzo de Pandeo Inducido con el Esfuerzo de Membrana Aplicado para las Uniones Circunferenciales de un Cilindro con Defecto de Alineación angular y longitudinal Tipo de Defecto de Alineación Descentramiento longitudinal (ver figura 8.3) (1)(3)

Ecuaciones para R b

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8- 32

Tabla 8.9 Ecuaciones para la relación del Esfuerzo de Pandeo Inducido con el Esfuerzo de Membrana Aplicado para las Uniones Circunferenciales de un Cilindro con Defecto de Alineación angular y longitudinal Tipo de Defecto de Alineación Descentramiento Angular (ver figura 8.6) (1)(4)


Ecuaciones para R b

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8- 33

Tabla 8.10 Ecuaciones para la relación del Esfuerzo de Pandeo Inducido con el Esfuerzo de Membrana Aplicado para las Uniones longitudinales de un Cilindro con Defecto de Alineación angular y longitudinal Tipo de Defecto de Alineación Descentramiento Longitudinal (ver figura 8.2) (1)

Ecuaciones para R b

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8- 34

Tabla 8.10 Ecuaciones para la relación del Esfuerzo de Pandeo Inducido con el Esfuerzo de Membrana Aplicado para las Uniones longitudinales de un Cilindro con Defecto de Alineación angular y longitudinal Tipo de Defecto de Alineación Defecto de alineación angular (ver figuras 8.4 y 8.5) (1)

Ecuaciones para R b

Para defectos de alineación angular (ver figura 8.4ª)- los valores de Cf pueden ser determinados a partir de la firucar 8.16 usando la ecuación (8.82) y δ/R, o utilizando la siguiente soluci ón de serie:


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Tabla 8.11 Ecuaciones para la relación del Esfuerzo de Pandeo Inducido con el Esfuerzo de Membrana Aplicado para las Uniones circunferenciales de una esfera con Defecto de Alineación angular y longitudinal Tipo de Defecto de Alineación Descentramiento Longitudinal (ver figura 8.2) (1)

Ecuaciones para R b

Defecto de alineación angular (ver figuras 8.4 y 8.5)(5)

Notas: 1. La ecuación para R b no tiene dimensiones 2. En la Ecuación par R b , Cul =1.0 si se utilizan unidades de pulgadas, y C ul= 25.4 si se utilizan unidades en milimetros

Figura 8.1 Vista General de los Procedimientos para Evaluar un Componente con Irregularidades Geométricas

Figura 8.2 Defecto longitudinal de alineación de soldadura en uniones soldadas a tope

(a) Mismo Grosor- Superficies Internas y Externas no Alineadas

(b) Diferente Grosor- Alineación con una Superficie

(c) Diferente Grosor- Superficies Internas y Externas no Alineadas

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8- 38

Figura 8.3 Defecto de alineación de soldadura longitudinal en uniones circunferenciales de cuerpos cilíndricos

(a) Defecto de alineación de Soldadura- Diámetros iguales (D 1 = D2)

(b) Defecto de alineación de Soldadura- Diámetros diferentes (D 1 ≠ D2)

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(a) Defecto de alineación de Soldadura- Diámetros iguales (D 1 = D2)

(b) Defecto de alineación de Soldadura- Diámetros diferentes (D 1 ≠ D2)

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Figura 8.4 Defecto de Alineación angular en Uniones Soldadas a tope

(a) Defecto de alineación de soldadura angular

(b) Defecto de alineación de soldadura angular y longitudinal

Notas: La dimensión L se establece tal como aparece en la figura 8.6

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8- 41

Figura 8.5 Defecto de alineación angular en una soldadura longitudinal de un cuerpo cilíndrico y en una soldadura circunferencial de un cuerpo esférico

Pared con imperfecciones Pared sin imperfecciones

(a) Defecto de alineación angular local- Cilindro y Esfera Pared con imperfecciones Pared sin imperfecciones

(b) Defecto de alineación angular global- Paredes cilíndricas únicamente

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8- 42

Figura 8.6 Defecto de alineación angular en un cordón circunferencial de un cuerpo cilíndrico

Notas: 1. La dimensión L está definida como la longitud de la base de un triángulo establecido con base en la línea de fuerza, P, y la altura del defecto de alineación a ngular, δ. 0, L 0. 2. Observe que al igual que la altura del defecto de alineación angular, δ

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8- 43

Figura 8.7 Deformación circunferencial global

(a) Ejemplos de diferencias entre los diámetros máximo y mínimo en cuerpos cilíndricos, cónicos y esféricos Pared sin imperfecciones

Pared con imperfecciones

(b) Deformación global Pared sin imperfecciones

Pared con im erfecciones

Corona

(c) ovalización de un doblez de tubo

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Figura 8.8 Una comba en un cuerpo cilíndrico

(a) Cilindro con Comba

Ubicación del punto de inflexión (cambio en la curvatura local)

Ubicación del punto de inflexión (cambio en la curvatura local

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8- 45

Figura 8.9 Una comba en un cuerpo Esférico

(a) Esfera con comba Ubicación del punto de inflexión (cambio en la curvatura local

Ubicación del punto de inflexión cambio en la curvatura local

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8- 46

Figura 8.10 Abolladura en un cilindro Región central proyectada

Longitud de la pérdida de metal

Eje del tubo

(a) Sección longitudinal

Posición original de la pared del tubo

Pared deformada del tubo (b) Corte transversal

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8- 47

Figura 8.11 Método de medición para determinar la extensión de un defecto de alineación angular en un cuerpo Plantilla

Punto de contacto

Plantilla centrada

Superficie angulada Radio perfecto del recipiente

Plantilla Plantilla oscilante

Punto de oscilación

Cordón vertical de soldadura

Sitios de medición Punto para tomar las lecturas Tangente inferior

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8- 48

Figura 8.12 Método de medición para determinar la extensión de la deformación circunferencial en un cilindro

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Figura 8.13 Definición del radio local utilizado para calcular la presión externa permisible en un cuerpo cilíndrico con Desviación Geométrica Cilindro sin imperfecciones

Cilindro con imperfecciones

Notas: 1. R o es el radio exterior del cuerpo sin imperfecciones 2. e es la desviación máxima hacia adentro que ocurre dentro de una longitud de arco 2 θ 3. RL es el radio local que define la figura de la imperfección con base en e. Se pueden utilizar las siguientes ecuaciones para calcular el radio local. El valor n se calcula con las ecuaciones del párrafo 8.4.3.2.b. θ=

90 (8.99) n

H = R o (1- cos θ)

(8.100)

c= R o sen θ

(8.101)

m= h-e

(8.102) M2 + c2

R L =

(8.103) 2m

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Figura 8.14 Arco máximo de un cuerpo usado como base par determinar la desviación de una forma circular

Notas: 1. Cuerpos cilíndricos- L ec es la longitud sin apoyo del cilindro y D o es el diámetro exterior. 2. Cuerpos cónicos- L ec y Do se establecen usando las siguientes ecuaciones para cualquier sección transversal que tenga un diámetro D x. En estas ecuaciones D L y DS son el extremo grande y el extremo pequeño del cono, respectivamente y L es la longitud sin apoyo de la sección cónica en evaluación.

1. Cuerpo esférico- L ec es la mitad del diámetro exterior y D o es el diámetro exterior de la esfera. 2. Cabeza elíptica- L ec es la mitad de K oDo (ver apéndie A, párrafo A.4.6) y D o es el diámetro exterior del cilindro en el punto de unión de la cabeza. 3. Cabeza torisférica_ L ec es el radio de la corona y D o es diámetro exterior del cilindro en el punto de unión de la cabeza. 4. El valor t para todos los cálculos es el grosor de pared actual.

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Figura 8.15 Desviación máxima permisible de una forma circular para recipientes sometidos a presión externa

Notas: Ver figura 8.11 para la definición de variables.

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Figura 8.16 Factor de Corrección para defectos de alineación angular en la unión longitudinal de un cuerpo cilíndrico

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8.11


8- 53


8.11.1 Problema de Ejemplo 1- Un tubo soldado longitudinalmente 36 NPS debe ser usado en un proyecto de refinería. La inspección del tubo indica defecto de alineación de soldadura angular en el cordón longitudinal. El tubo fue diseñado y construido según el código ASME B31.3. Determine si el tubo es adecuado para servicio. . Información del Tubo Diámetro Exterior del tubo Grosor de pared Material Presión de diseño Temperatura de diseño Eficiencia de la Unión FCA

= 36 pulg. = 0.5 pulg. = ASTM A691 Clase 41 (1-1/4 CR- ½ Mo) = 315 psig = 800°F = 100% = 0.05 Pulgs.

Información del Tubo Distorsión angular δ

= 0.31”

Realice una Evaluación de Nivel 1 según el párrafo 8.4.2.1 Las especificaciones para defectos angulares de alineación no se establecen en el ASME B31.3 (ver tabla 8.4). Generalmente se aplican las normas para deformación circunferencial a este tipo de defecto de alineación. ({Dmax - Dmin} = {36.31” – 36”} = 0.31”) ≤ (0.01 D = 0.36”)

Verdad

La evaluación de nivel 1 se satisface si se aplica el criterio de deformación circunferencial Realice una Evaluación de nivel 2 según el párrafo 8.4.3.2 Paso 1- Identifique el tipo de componente y el tipo de defecto de alineación de soldadura (ver tabla 8.10) y determine las siguientes variables según aplique (ver figuras 8.2, 8.3 y 8.4)- El defecto de alineación de soldadura es angular que ocurre en un cordón longitudinal. Se requieren los siguientes datos para la evaluación: Ey = 25.5 (106) psi FCA = 0.05” Hf = 3.0 P = 315 psig R = 17.75” Radio Interior Sa = 16800 psi t = 0.5” = 0.31” δ v = 0.30 Paso 2- Determine el esfuerzo de membrana con base en la presión de diseño actual (ver apéndice A).

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Paso 3- Calcule la relación del esfuerzo de pandeo inducido con el esfuerzo de membrana aplicado utilizando las ecuaciones de la tabla 8.10 con base en el tipo de componente y la clase de defecto de alineación de la soldadura.

De la figura 8.15 con

Paso 4- Determine los factores de resistencia remanente- utilizando una presunción conservadora, establezca H = 3.0 (el esfuerzo de pandeo inducido se evalúa como esfuerzo secundario)

Paso 5- Evalúe los resultados. Verdad

Se satisfacen los criterios de Evaluación de Nivel 2 8.11.2 Problema de Ejemplo 2- Determine si el tubo del ejemplo número 1 puede operar para 2000 ciclos a 315 psig.

Realice una Evaluación de Nivel 2- Análisis de fatiga según el párrafo 8.4.3.9 (el análisis será realizado utilizando curvas de fatiga basadas en los especímenes de prueba soldados y de barra suave, ver apéndice F)

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Paso 1- Determine si el defecto de alineación de la soldadura satisface los requerimientos de los párrafos 8.4.3.2. Con base en los resultados que aparecen en el Problema de Ejemplo Número 1, se satisface este requerimiento. Paso 2- Determine el factor de concentración de esfuerzo. Análisis de Fatiga utilizando una curva de fatiga basada en especímenes de prueba de barra suave Kt = 1.5 Análisis de fatiga utilizando una Curva de Fatiga basada en los especímenes de prueba soldados Kt = 1.0 Paso 3- Calcule el promedio de esfuerzo utilizando los parámetros requeridos en el paso 1. Con base en los resultados del Problema de ejemplo No. 1:

σm R cljc b R clja b R or b

= 12579 psi = 0.0 No hay descentramiento longitudinal = 3.43 = 0.0 no hay deformación circunferencial

Análisis de fatiga utilizando una Curva de Fatiga basada en los especímenes de prueba de Barra Suave Kt = 1.5 σ r = (12579 psi)(1+0.0 + 3.43 + 0.0)(1.5) = 83.587 psi Análisis de fatiga utilizando una Curva de Fatiga basada en los especímenes de Prueba Soldados Kt = 1.0 σ r = (12579 psi)(1+0.0 + 3.43 + 0.0)(1.0) = 55.725 psi Paso 4- Calcule el número de ciclos permitidos utilizando el promedio de esfuerzo determinado en el paso 3 y una curva de fatiga (ver apéndice B): Análisis de fatiga utilizando una Curva de Fatiga basada en los especímenes de prueba de Barra Suave De la figura f.10 del apéndice F:

Salt =

σr

2 UTS ≤ 80 ksi

83587 psi E ratio =

30 = 49169 psi

2

n ≈ 4600 ciclos

25.5

Alternativamente, el número de ciclos puede ser calculado utilizando los datos de la tabla F.9:

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Análisis de fatiga utilizando una Curva de Fatiga basada en especímenes de prueba soldados No se estipula la información relacionada con detalles de la soldadura y del perfil, asuma una unión soldada doble con “perfil indefinido”. Para un tubo con cordón de soldadura longitudinal, el esfuerzo principal máximo actúa perpendicular a la unión soldada. Para esta condición de carga y geometría de soldadura asigne la unión soldada a la clase 80 según la figura F.12 del apéndice F. Las constantes para la curva de fatiga Clase 80 son: A= 1.02 (10 12) m=3 El número permisible de ciclos es: El grosor de la pared es menor de 25 mm

Paso 5- Evalúe los resultados. Si el número de ciclos calculado, determinado en el paso 3 es mayor que o igual al número especificado de ciclos de operación (N soc = 2000 ciclos), el componente es aceptable según el nivel 2. Análisis de fatiga utilizando una Curva de Fatiga basada en especímenes de prueba de Barra suave Verdad

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Análisis de fatiga utilizando una Curva de Fatiga basada en especímenes de prueba Soldados Verdad 8.11.3 Problema de Ejemplo 3- Un recipiente presurizado existente está siendo reparado durante un alto en la operación. Después de la PWHT de campo, la inspección del recipiente indica que ha ocurrido una deformación circunferencial a lo largo de la longitud de la sección cilíndrica del recipiente. El recipiente fue diseñado y construido según el código ASME B&PV, sección VIII, División 1. Determine si el recipiente es adecuado para servicio. Información del Recipiente Condiciones del diseño Grosor de pared Diámetro interior Material Eficiencia de la Unión FCA

=500 psig@ 650°F = 1.875 pulg. = 120 pulgs = SA 516 Grado 70 = 100% = 0.125 Pulgs.

Datos de Inspección Dmax Dmin

= 120.5” = 119.4”

Con base en otras mediciones, la figura deformada se desvía significativamente del ovalo perfecto.

Realice una Evaluación de Nivel 1 según el párrafo 8.4.2. ({Dmax - Dmin} = {120.5” – 119.4”} = 1.1”) ≤ (0.01 D = 1.2”)

Verdad

Se satisfacen los criterios de evaluación de nivel 1 Realice una Evaluación de nivel 2 según el párrafo 8.4.3.3 Paso 1- Determine las siguientes variables con base en el tipo de deformación circunferencial: Ey = 26.1 (106) psi FCA = 0.125” Hf = 3.0 P = 500 psig R = 60” Sa = 17500 psi t = 1.875” v = 0.3 θ = 0° elegido porque este es el sitio de un cordón de soldadura longitudinal Cs = 0.1 el cuerpo deformado se desvía significativamente de un ovalo perfecto D = 2R = 120” Dmax = 120.5” Dmin = 119.4” Paso 2- Determine el esfuerzo de membrana con base en la presión de diseño actual (ver apéndice A).

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Paso 3- Determine la relación del esfuerzo de pandeo circunferencial inducido con el esfuerzo de membrana circunferencial:

Paso 4- Determine el factor de resistencia remanente:

Paso 5- Evalúe los resultados. Si RSF ≥ RSFa, la deformación circunferencial es aceptable según el nivel 2. De otra manera, tome como referencia el párrafo 8.4.3.10 Verdad

Se satisfacen los criterios de evaluación de nivel 2 8.11.4 En una inspección posterior del recipiente del problema de ejemplo número 3, la deformación circunferencial fue reclasificada como defecto de alineación de la soldadura en uno de los cordones longitudinales. El defecto de alineación está categorizada como longitudinal y angular. Determine si el recipiente es apropiado para operación. Datos de Inspección Dmax Dmin

= 120.5” = 119.4”

Con base en otras mediciones, la figura deformada se desvía significativamente del ovalo perfecto. e = 0.25 pulgs δ = 0.60 pulgs

Realice una Evaluación de Nivel 2 según el párrafo 8.4.3.4

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Paso 1- Determine el esfuerzo de membrana con base en la presión de diseño actual (ver apéndice A)- del problema de ejemplo Número 3:

σm = 17479 psi Paso 2- Calcule la relación del esfuerzo de pandeo inducido con el esfuerzo de membrana aplicado par defectos de alineación de soldadura usando el párrafo 8.4.3.2. y para la deformación circunferencial usando el párrafo 8.4.3.3. R b para defecto de alineación longitudinal:

R b para defecto de alineación angular:

Rb para defecto de alineación circunferencial y defecto de alineación de soldadura angular

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Paso 3- Determine el factor de resistencia remanente.

Paso 4- evalúe los resultados Verdad Por lo tanto, MAWPr = 500 psig

8- 60

SECCIÓN 9- Evaluación de los defectos en forma de fractura (Enero, 2000)

9.1

Generalidades

9.1.1

Esta sección cubre los procedimientos de evaluación de Competencia para el Servicio (FFS) para defectos en forma de fractura en componentes. Estos procedimientos se basan en el método de Diagrama de Evaluación de Falla (FAD). Este método ha surgido como la metodología más ampliamente aceptada para el análisis de componentes que contengan un defecto en forma de fractura. Los detalles respecto a antecedentes y desarrollo de la metodología y los procedimientos de evaluación pueden ser encontrados en la Referencia (9.9.3).

9.1.2

Las fracturas son defectos planares caracterizados predominantemente por una longitud y una profundidad, con un radio de raíz agudo. Pueden estar incorporadas o ser de ruptura superficial. Los ejemplos de defectos en forma de fractura incluyen fracturas planares, falta de fusión y falta de penetración en soldaduras, corrosión localizada en forma de ranura y fracturas tipo rama asociadas con ruptura ambiental.

9.1.2.1 En algunos casos es conservador y aconsejable tratar los defectos volumétricos tales como porosidad alineada o inclusiones, socavaciones profundas, socavaciones de raíz y traslapos, como defectos planares, especialmente cuando tales defectos volumétricos pueden contener microfracturas en la raíz. Esto es debido a que los resultados de un examen NDE puede no ser los suficientemente sensible para determinar si las microfracturas han comenzado a partir del defecto. 9.1.2.2 Puede ser necesario usar los procedimientos de evaluación de esta sección para comparar la tolerancia relativa del defecto o evaluar el riesgo de fractura por fragilidad de un componente existente para propósitos de monitoreo. En este tipo de análisis, se debe postular un defecto de referencia estándar para realizar los cálculos de mecánica de fracturas. Un defecto superficial de referencia estándar que ha sido usado tiene una profundidad igual al 25% del grosor de la pared y una longitud igual a seis veces esta profundidad. 9.1.3

Se reconoce que las fracturas ambientales son más comunes en equipo petroquímico y de refinería debido a una amplia variedad de interacciones ambientales/materiales y mecanismos de daño de material.

9.1.3.1 En el apéndice G se describe una vista general de los modos de falla y los mecanismos de daño que ocurren en la industria petroquímica y de refinería. El conocimiento del mecanismo de daño puede afectar las decisiones relacionadas con lo siguiente:   





La selección de las propiedades de material que se usarán en una evaluación FFS. La selección de un promedio de crecimiento de fractura apropiado La cantidad permisible de extensión de fractura antes de la fractura final o el tiempo de los intervalos de inspección. El modo de falla final (fractura inestable, deformación debido a la sobrecarga de ligamento remanente o escape). Si se debe o no tener en cuenta cualquier interacción entre los mecanismos de daño (corrosión y fatiga, deformación por flujo plástico y fatiga, fragilización por hidrógeno y fragilización por temple, y fractura ayudada por el ambiente)

9.1.3.2 Las fracturas ambientales generalmente ocurren en múltiplos y pueden ser en forma de rama. Los procedimientos de evaluación de esta sección pueden se aplicados a tales fracturas dado que se pueda identificar una fractura predominante cuyo comportamiento controle la respuesta estructural del equipo. La fractura predominante en presencia de fracturas múltiples o aquellas en forma de rama,

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9-2

puede ser definida mediante las técnicas de caracterización de defectos descritas en el párrafo 9.3.6. Para cuando no es posible definir una fractura predominante aún después de la caracterización, existen técnicas FFS más avanzadas tales como mecánica de daños (que están fuera del alcance de este documento).

9.2


9.2.1

Los procedimientos de evaluación de esta sección pueden ser usados para componentes que contengan defectos en forma de fracturas. Los componentes presurizados cubiertos incluyen recipientes, tubería y tanques diseñados de acuerdo con un código reconocido o un estándar industrial.

9.2.2

Más adelante se estudian detalles específicos pertinentes a la aplicabilidad y limitaciones de cada uno de los procedimientos de evaluación.

9.2.2.1 Los procedimientos de evaluación de nivel 1 y nivel 2 en esta sección son aplicables sólo si se cumplen todas las condiciones siguientes: a.

Los criterios de diseño original fueron de acuerdo con la sección 2, párrafo 2.2.2.

b. El componente no está operando en el rango de deformación por flujo plástico. c.

Los efectos de carga dinámica no son significativos (temblores, impacto, ariete hidráulico)

d. El defecto en forma de fractura está sometido a condiciones de carga y ambiente que no producirán crecimiento de fractura. Si se espera que una fractura crezca en servicio, se debe evaluar utilizando los procedimientos de nivel 3, y la vida remanente se debe evaluar usando los procedimientos del párrafo 9.5. e.

Se satisfacen las siguientes condiciones limitantes para una Evaluación de Nivel 1. 1. Limitaciones en las geometrías y defectos del componente: a) El componente es una placa plana, cilindro o esfera. b) Los cilindros y esferas están limitados a geometrías con R/t ≥5 donde R es el radio interior y t es el grosor actual del componente. c) El grosor actual de pared del componente en el sitio del defecto es menor de 38 mm (1.5 in) d) La geometría del defecto puede ser del tipo superficial o hacia adentro, las limitaciones específicas están incluidas en el procedimiento de evaluación de nivel 1. e) Para los componentes de cuerpos cilíndricos y esféricos, el defecto está orientado en dirección axial o circunferencial y está ubicado a una distancia mayor que o igual a 1.8√Dt de cualquier discontinuidad estructural mayor donde D es el diámetro interior y t es el grosor actual del componente. Para una placa plana, el defecto en forma de fractura está orientado de modo tal que la dirección de esfuerzo máximo es perpendicular al plano del defecto. 2. Limitaciones en Cargas del componente: a) La carga en el componente proviene de la presión que produce sólo un campo de esfuerzo de membrana. Los componentes presurizados sometidos a una presión que produzca esfuerzos de pandeo (unión cabeza a cilindro, intersecciones de boquilla, cajas

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9-3

de header rectangulares en intercambiadores de calor) y los componentes sometidos a cargas complementarias (ver apéndice A) deben ser evaluados usando los procedimientos de nivel 2 o nivel 3. b) Los esfuerzos de membrana durante la operación que estén dentro de los límites del código de construcción original y el componente no estarán sometidos a condiciones de hidrotest. c) Si un componente que está siendo evaluado debe ser sometido a un hdrotest futuro, la temperatura en el metal del componente debe estar por lo menos encima de la MAT (ver sección 3, párrafo 3.1.4). Después del hidrotest el defecto en forma de fractura puede ser examinado nuevamente para asegurarse de que el defecto no ha crecido. d) La geometría de la unión soldada tiene una configuración en V sencilla o V doble; los esfuerzos residuales se basan en las soluciones que se proporcionan en el apéndice E. 3. El material se ajusta a las siguientes limitaciones: a) El material es acero carbón (P1, Grupo 1 o 2) con un esfuerzo permisible según el código de construcción original que no exceda 172 MPa (25ksi). b) La resistencia a la fluencia mínima especificada para el material base es menor que o igual a 276 MPa (40 ksi), la resistencia a la tracción mínima especificada para el material base es menor que o igual a 483 MPa (70 ksi), y las soldaduras se hacen con un electrodo compatible con el material base. c) La dureza a la fractura es mayor que o igual al valor KIC más bajo obtenido del Apéndice F, párrafo F.4.4.1.c calculado empleando una temperatura de referencia del Apéndice F, párrafo F.4.4.2. Esto será cierto para aceros carbón donde la dureza no ha sido degradada debido a daño ambiental (daño por incendio, recalentamiento, grafitización, etc) 9.2.2.2 Una evaluación de Nivel 3 debe ser realizada cuando los métodos del nivel 1 o nivel 2 no pueden ser aplicados o producen resultados demasiado conservadores. Las condiciones que generalmente requieren este nivel de evaluación incluyen lo siguiente: a.

Se requieren técnicas de análisis de esfuerzo avanzadas para definir el estado de esfuerzo en el sitio del defecto debido a la geometría complicada o a las condiciones de carga

b. Se espera o se ha determinado que el defecto está en una fase de crecimiento subcrítica o tiene el potencial de ser activo debido a las condiciones de carga (esfuerzos cíclicos) y se requiere el monitoreo de las condiciones ambientales y la evaluación de vida remanente del componente. c.

Existen gradientes altos en el esfuerzo (primario o secundario), en la dureza a la fractura del material, o en la resistencia a la tracción del material en el componente en el sitio del defecto (no hay similitud entre la soldadura y el metal base).

9.2.3

Los procedimientos para evaluar una muesca en la base de un defecto en forma de ranura se cubren en la sección 8. Estas normas incluyen criterios de mecánica de fracturas y cargas límites.

9.3


9.3.1

Generalidades

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9-4

9.3.1.1 Para una evaluación de Nivel 1, se ha agregado suficiente conservatismo al procedimiento para minimizar los requerimientos de información. A continuación se presenta un resumen de la información requerida:   



Datos de Diseño del equipo original (ver párrafo 9.3.2.) Historia operacional y de mantenimiento (ver párrafo 9.3.3) Propiedades de material (ver párrafo 9.3.5, sólo se requieren la resistencia a la tracción y la resistencia a la fluencia mínimas especificadas, y el esfuerzo permisible del material) Caracterización del defecto (ver párrafo 9.3.6)

9.3.1.2 Se requiere el ingreso significativo de datos para realizar evaluaciones FFS de nivel 2 y nivel 3 de un componente con un defecto en forma de fractura. Los detalles relacionados con la información requerida se presentan el los párrafos 9.3.2 a 9.3.6. La precisión de estos datos y las condiciones de esfuerzo determinarán la exactitud de la evaluación por los procedimientos de esta sección. La selección de los datos ingresados debe ser conservadora para compensar las incertidumbres en el dimensionamiento del defecto NDE, el mecanismo de fractura prevalente y las consecuencias de la falla. 9.3.1.3 La hoja de datos que aparece en la tabla 9.1 debe ser diligenciada antes de iniciar la evaluación FFS. Esto garantiza que se consideren, se comuniquen y se incorporen todos los factores pertinentes. La información de esta hoja de datos se utiliza para una evaluación de nivel 1 y nivel 2. Además, esta información generalmente es aplicable a la evaluación de nivel 3. Las normas para establecer la información que se debe ingresar en esta hoja de datos, aparecen en los párrafos 9.3.2 a 9.3.7.

9.3.2

Datos de Diseño del Equipo Original

9.3.2.1 En la sección 2, párrafo 2.3.1 se presenta una vista general de los datos del equipo original requeridos para una evaluación. 9.3.2.2 La información del equipo es requerida para calcular el factor de intensidad del esfuerzo y la solución del esfuerzo de referencia con base en la geometría del componente en el sitio de la fractura. a.

Para equipo presurizado con grosor uniforme tal como recipientes, tubos y tanques, las dimensiones importantes son el diámetro medio y el grosor de pared.

b. Para equipo presurizado con grosor no uniforme, o donde hay discontinuidades estructurales (uniones cabeza- cuerpo del recipiente, transiciones cónicas, boquillas, tes de tubería, y válvulas) las dimensiones importantes son el diámetro, el grosor de pared, y las variables geométricas locales requeridas para determinar la distribución del esfuerzo en una discontinuidad estructural.

9.3.3

Historia operacional y de mantenimiento

9.3.3.1 En la sección 2, párrafo 2.3.2 se presenta una vista general de la historia operacional y de mantenimiento requerida para una evaluación. 9.3.3.2 La información operacional y de mantenimiento debe ser suministrada por personal familiarizado con el componente que presenta el defecto en forma de fractura. Estos datos proporcionan la base para determinar lo siguiente:   

 

El mecanismo de fractura más probable Si la fractura está creciendo o no Postulados razonables sobre el tamaño y geometría del defecto en registros anteriores de fractura o experiencia con otros componentes en un servicio similar El mecanismo más probable de la falla esperada Medidas correctivas potenciales

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9.3.4


9-5

Datos/ mediciones requeridos para una Evaluación FFS- Cargas y Esfuerzos

9.3.4.1 Casos de carga- la distribución de esfuerzo en la región fracturada del componente debe ser determinada para todas las cargas relevantes con base en las condiciones de operación futuras planeadas. En el apéndice A se suministra una vista general de los casos de carga a considerar en un análisis de esfuerzo. Es importante que se determine la combinación de presión y temperatura para todos los casos de carga debido a la dependencia de la dureza a la fractura del material con la temperatura. 9.3.4.2 Cálculo del Esfuerzo- Las distribuciones del esfuerzo de cada caso de carga se calculan con base en la geometría del componente no fracturado usando cargas derivadas de las condiciones de operación futuras. a.

Una distribución de esfuerzo no uniforme puede ocurrir a través del grosor de la pared o a lo largo de la superficie del componente. Los ejemplos incluyen el esfuerzo a través de la pared en un cilindro presurizado de pared gruesa, la atenuación del esfuerzo que ocurre en una discontinuidad estructural mayor (uniones boquilla- cuerpo y cabeza- cuerpo), y la distribución de esfuerzo causada por un gradiente térmico que generalmente ocurre en una unión baserecipiente. El método para determinar el estado de esfuerzo en un componente debe incluir las posibilidades de calcular distribuciones de esfuerzo con base en las condiciones de carga y la configuración estructural.

b. Los métodos de análisis de esfuerzo varían ampliamente y pueden estar basados en soluciones de manuales si representan con precisión la geometría del componente y la condición de carga. De otra manera, puede ser necesario utilizar técnicas de análisis numérico tales como el método de elemento finito para determinar el campo de esfuerzo en el sitio de fractura. c.

Puede ser necesario linearizar los perfiles de esfuerzo calculados en los componentes de esfuerzo de pandeo y de membrana para calcular el factor de intensidad de esfuerzo y el esfuerzo de referencia para ciertas geometrías de defecto y condiciones de carga. En el apéndice B están incluidas algunas guías para la linearización de un campo de esfuerzo en presencia de una fractura.

d. Si se puede verificar que el defecto en forma de fractura en el componente ocurrió después de la aplicación de la carga, entonces el esfuerzo distribuido puede ser calculado un análisis plásticoelástico. 9.3.4.3 Clasificación del esfuerzo- Las distribuciones de esfuerzo en la región fracturada del componente deben ser clasificadas en las siguientes categorías para completar una evaluación de nivel 2. a.

Esfuerzo Primario- La distribución de esfuerzo primario es desarrollado por la carga impuesta que es necesaria para satisfacer las leyes de equilibrio de fuerzas y momentos internos y externos (ver apéndice B). Además, el esfuerzo primario también debe incluir todos los esfuerzos secundarios recategorizados. El esfuerzo primario puede ser asumido como esfuerzo de membrana uniforme con una magnitud igual al esfuerzo de diseño permisible según el código de construcción original a la temperatura que se está evaluando si el defecto en forma de fractura está ubicado lejos de discontinuidades estructurales mayores. Si el defecto está ubicado en una unión soldada, la magnitud del esfuerzo debe ser dividida por la eficiencia de la unión soldada aplicable.

b. Esfuerzo Primario Máximo- El esfuerzo primario máximo se desarrolla de la misma manera que el esfuerzo primario, pero está asociado con la condición de carga máxima a la que está sometido el componente. Este tipo de esfuerzo sólo se utiliza en procedimientos de evaluación para tener en cuenta el alivio de esfuerzo mecánico.

Enero 2000 c.


9-6

Esfuerzo secundario- La distribución de esfuerzo secundario es desarrollada por la coacción de partes adyacentes o por la auto acción de una estructura (ver apéndice B). Si no hay seguridad respecto a que si un esfuerzo dado es primario o secundario, es más conservador tratarlo como esfuerzo primario. Se debe observar que en ciertos casos los esfuerzos secundarios que son auto equilibrantes en toda la estructura o componente puede dar como resultado un pandeo plástico en la sección alrededor de un defecto en forma de fractura. Esto puede ocurrir cuando el defecto es pequeño en comparación con la extensión espacial de la distribución de esfuerzo secundario, o existe una continuidad elástica significativa desde la superficie circundante. En estos casos, el esfuerzo secundario debe ser tratado como primario en la evaluación.

d. Esfuerzo Residual- La extensión de la fractura puede ocurrir localmente si su punta está ubicada en un campo de esfuerzo de tracción residual. Por lo tanto, los esfuerzos residuales resultantes de la soldadura deben ser agregados a los esfuerzos secundarios causados por cargas operacionales cuando se esté realizando la evaluación. La magnitud y distribución del esfuerzo residual pueden ser determinadas usando el Apéndice E.

9.3.5

Datos/ mediciones requeridos para una Evaluación FFS- Propiedades de Material

9.3.5.1 Resistencia a la Fluencia y a la tracción del material- La resistencia a la fluencia y a la tracción del material se requiere en la evaluación de FFS para determinar los efectos de la plasticidad sobre la fuerza generadora de la fractura, para calcular el esfuerzo residual y para evaluar la dureza a la fractura utilizando las correlaciones con otros parámetros de dureza de material. a. Si no están disponibles las resistencias a la tracción y a la fluencia específica por calor para el material y para las soldaduras, entonces se pueden hacer cálculos utilizando la información del apéndice F. De otra manera, se deben utilizar los valores mínimos de esfuerzo por tracción y de esfuerzo por fluencia para el material base y el de soldadura. b. En general el uso de los valores mínimos de esfuerzo por tracción y de esfuerzo por fluencia producen resultados una evaluación conservadora. Sin embargo, si hay esfuerzos residuales en la región del defecto en forma de fractura , el uso de la resistencia mínima a la fluencia especificada tiende a subestimar la magnitud de los esfuerzos residuales. Por lo tanto, cuando se calcula la magnitud de esfuerzos residuales, se deben emplear la resistencia a la fluencia real. Si no se conoce este valor, se debe ajustar utilizando el procedimiento del Apéndice E antes de calcular los esfuerzos residuales. c. Se debe ajustar la resistencia a la fluencia del material para las regiones ubicadas delante de la punta de la fractura, según convenga, para tener en cuenta la temperatura, el envejecimiento por tensión, el envejecimiento térmico u otras formas de degradación prevalentes. d. Se requiere la curva de tensión- esfuerzo de material o las constantes Ramberg- Osgood si se va a realizar una evaluación integral J (ver apéndice F) 9.3.5.2 Dureza a la fractura del material- La dureza a la fractura del material es una medida de su capacidad para resistir fallas resultantes de la extensión de una grieta. a. En el apéndice F se proporciona una guía para determinar la dureza a la fractura para varios ambientes y materiales. b. El ambiente del proceso, la temperatura de servicio y cualquier mecanismo de degradación de material/ servicio tales como fragilidad deben ser tenidos en cuenta para determinar la resistencia a la fractura. (ver apéndice F) c. En la evaluación se deben considerar las variaciones locales en la resistencia a la fractura cerca de la punta de la grieta.

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9-7

d. Cuando no está disponible la dureza específica del material, entonces se deben utilizar valores más bajos de diversas correlaciones (ver apéndice F) 9.3.5.3 Ley de Crecimiento de la Fractura- Se requiere una ley de crecimiento de fractura y las constantes asociadas si es necesario hacer un cálculo de la vida remanente del componente con un defecto en forma de fractura. En el apéndice F aparece una vista general de las leyes de crecimiento de fractura. La ley elegida para la evaluación debe incluir efectos ambientales y puede ser relacionada con el comportamiento cíclico (da/dN), el tiempo para falla (da/dt), o ambos. 9.3.5.4 Constantes Físicas de Material- las propiedades del material tales como el módulo elástico, la relación de Poisson y el coeficiente de expansión térmica pueden ser requeridas para realizar una evaluación. En el apéndice F ser proporcionan las guías para determinar estas cantidades.

9.3.6

Datos/ mediciones requeridos para una Evaluación FFS- Caracterización del Defecto

9.3.6.1 Generalidades- Las normas de caracterización de defectos permiten que la geometría de la fractura postulada o existente sea modelada por una geométricamente más simple para hacer la grieta más apta para el análisis de la mecánica de fractura. La nomenclatura y las formas idealizadas utilizadas para evaluar defectos en forma de fracturas aparecen en la figura 9.1. Las reglas para caracterizar este tipo de defectos son necesariamente conservadoras y llevan a geometrías de grieta idealizadas que sean más graves que la geometría real que representan. Estas normas de caracterización tienen en cuenta la forma, la orientación y la interacción del defecto. 9.3.6.2 Caracterización de la longitud del Defecto- La longitud del defecto generalmente no es difícil de determinar para defectos de ruptura superficial. Si el defecto está orientado perpendicular al plano de esfuerzo máximo de tensión principal en el componente, entonces la longitud del defecto que se usará en los cálculos (c o 2c) es únicamente la longitud medida c o o 2c o . Sin embargo, si el defecto no yace en un plano principal, entonces se puede inferir una dimensión de defecto equivalente con una orientación de Modo I mediante una de las siguientes opciones: a.

Opción conservadora- La dimensión del defecto, c, a usarse en los cálculos puede ser fijada como igual a la longitud medida, c o, sin considerar la orientación. En general, tal presunción lleva a un análisis conservador. Para evaluaciones de fracturas, el plano del defecto debe ser asumido como normal en el nivel de esfuerzo a la tracción principal máximo.

b. Opción de longitud de defecto equivalente- El procedimiento recomendado para definir una dimensión de defecto de Modo I equivalente aparece en las figura 9.2. 1. Paso 1- Proyecte el defecto en un plano principal. En el caso de carga uniaxial, existe sólo un plano principal posible. Sin embargo, cuando la carga es biaxial (un componente presurizado sometido a esfuerzo circunferencial y esfuerzo axial), existe una variedad de planos principales en los cuales proyectar el defecto. En la mayoría de casos, el defecto debe ser proyectado en el plano normal para el esfuerzo por tracción principal máximo (el plano σ1), pero hay casos donde el plano σ2 sería más apropiado (cuando el ángulo entre el defecto y el plano principal (α) es mayor de 45°) 2. Paso 2- Calcule la longitud de defecto equivalente a) Para el plano del defecto proyectado en el plano normal para σ 1 c co

=cos2 α +

(1- B) sen α cos α 2

+ B2 sen2 α

(9.1)

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9-8

b) Para el plano del defecto proyectado en el plano normal para σ 2 cos α

c = co

2

(1- B) sen α cos α +

2

B

+ sen 2 α

(9.2)

2B

c) En las ecuaciones anteriores, la dimensión c corresponde a la mitad de la longitud del defecto (o la longitud total para grietas en esquinas o bordes) que se usará en los cálculos, c o es la mitad de la longitud medida para el defecto orientado en un ángulo α desde el plano σ1 y B es la relación de biaxialidad, definido como:

B=

σ2 σ1

donde σ1 > σ2 y 0.0 ≤ B ≤ 1.0

(9.3)

d) La ecuación anterior sólo es válida cuando σ1 y σ2 son positivos. Si σ1 es compresivo, B debe ser colocado en cero, y se utiliza la ecuación (9.1) para calcular la longitud de defecto equivalente. Si los gradientes de esfuerzo ocurren en una o más direcciones, la suma de componentes de membrana y de pan deo debe ser realizada para calcular σ 1 y σ2 Para carga uniaxial, B = 0 y la ecuación (9.1) se reduce a : c co

=cos2 α +

sen α cos α (9.4) 2

e) La base de las ecuaciones anteriores se da en el apéndice F de la Referencia (9.9.3). La relación entre c/ c o y la relación de esfuerzo de biaxialidad aparece en la figura 9.3. 9.3.6.3 Caracterización de la profundidad del defecto- la profundidad en la pared de un defecto puede ser considerablemente más difícil de calcular que la longitud. Es posible usar un valor predeterminado o un valor basado en mediciones detalladas para la profundidad del defecto en la evaluación. a.

Profundidad del defecto por valores predeterminados 1. Defecto a través de la pared- Si no existe información disponible acerca de la profundidad de un defecto, una presunción conservadora es que el defecto penetra la pared (a= t para un defecto superficial). En componentes presurizados, un defecto real que atraviese la pared conllevaría a un escape, y de este modo no sería aceptable a largo plazo. Sin embargo, si se puede demostrar que un defecto a través de la pared de una longitud dada no conlleva a fractura por fragilidad o a pandeo plástico, entonces el componente debe ser aceptable para servicio con un defecto de esa misma longitud que atraviese la pared parcialmente. Pueden ser necesarias algunas consideraciones especiales adicionales para componentes presurizados que contengan un fluido donde un escape pueda producir autorefrigeración del material cercano a la punta de la grieta u otros efectos dinámicos. 2. Defecto superficial- Las profundidades de defecto menores que la pared total pueden ser asumidos si es justificado por la experiencia del servicio con el tipo de agrietamiento observado. Sin embargo, la profundidad de defecto asumida no debe ser menor que lo siguiente donde la longitud del defecto es 2c (ver figura 9.1 (b)).

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PRÁCTICA RECOMENDADA API 579 A= max (t,c)

9-9 (9.5)

b. Profundidad del defecto por mediciones reales 1. En las figuras 9.1 a 9.4 se ilustra la definición de las dimensiones de profundidad apropiadas (a para un defecto superficial, y 2 a y d para un defecto incorporado) cuando hay mediciones relativamente precisas. Si el defecto es normal para la superficie, la dimensión de la profundidad, a, se toma como la dimensión medida, a o, Sin embargo, si el defecto no es normal para la superficie (una falta de defecto por fusión que es paralelo al ángulo de bisel o una laminación, ver figura 9.4), se puede utilizar el siguiente procedimiento para calcular la dimensión de la profundidad, a. a) Paso 1- Proyecte el defecto sobre un plano que es normal para la superficie de la placa. b) Paso 2- Mida el ángulo al defecto, θ, según lo definido en la figura 9.4 y determine W usando la siguiente ecuación o la figura 9.5. W = max (W theta, 1.0)

(9.6)

Donde Wtheta = 0.99999 + 1.0481 (10 -5) θ + 1.5471 (10-4) θ2 + 3.4141(10 -5) θ3 – 2.0688(10 -6) θ4 + 4.4977(10 -8) θ5 4.5751(10 -10) θ6 + 1.8220 (10 -12) θ7

(9.7)

c) Multiplique a o por W para obtener la dimensión a, que se utiliza en los cálculos. Observe que la dimensión d para defectos enterrados puede disminuir cuando la profundidad se determina usando esta aproximación. 2. Si el ligamento remanente es pequeño, podría ser necesario recategorizar el defecto dependiendo del tamaño. Un defecto incorporado puede ser recategorizado como defecto superficial y un defecto superficial puede ser recategorizado como defecto a través de la pared. Las normas para la recategorización del defecto se suministran en el párrafo 9.3.6.6. 9.3.6.4 Caracterización de grietas en forma de rama- la determinación de un defecto idealizado es complicada cuando se forma una red de grietas en forma de rama en un componente porque el defecto idealizado debe ser equivalente a la red de grietas de una aproximación de mecánica de fractura. En la figura 9.6 aparece la metodología recomendada para evaluar una red de grietas en forma de rama. Como se aprecia en esta figura, la red es idealizada como defecto predominante planar sencillo por medio del siguiente procedimiento: a.

Paso 1- Dibuje un rectángulo alrededor de la región afectada. Defina la longitud medida del defecto, 2c o, como longitud del rectángulo (ver figuras 9.6(a) y 9.6(b).

b.

Paso 2- Gire el defecto idealizado de modo que quede perpendicular al esfuerzo de principio máximo σ 1 . Defina una longitud efectiva de acuerdo con el procedimiento del párrafo 9.3.6.2. (ver figura 9.6(c)). Alternativamente, para un cálculo conservador del defecto, asuma c = c o

c.

Paso 3- Mida la profundidad máxima a través de la pared de la red en forma de rama, ao, (ver figura 9.6(d). Si se toma una medición de profundidad real, entonces la profundidad del defecto a utilizar en la evaluación, aparece en la figura 9.6 (d). Alternativamente, el valor predeterminado definido en el párrafo 9.3.6.3. a puede ser usado si no son posibles las mediciones precisas.

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9-10

9.3.6.5 Caracterización de Defectos Múltiples- Esta sección se aplica a defectos discretos múltiples que están cerca unos de otros. Una red de grietas en forma de rama se trata como un defecto único, según lo presentado en el párrafo 9.3.6.4. a. Si hay dos más defectos cerca unos de otros, pueden ser combinados en un defecto único equivalente para propósitos de este análisis. Si la distancia de separación es suficiente para evitar interacción , los defectos pueden ser analizados independientemente. En última instancia, sólo es necesario considerar el defecto del peor caso. b. En las figuras 9.7 y 9.8 se ilustra el procedimiento para evaluar múltiples defectos en una región local. A continuación se hace un bosquejo del procedimiento mencionado..: 1. Paso 1- Gire cada defecto de modo que coincida con un plano principal, y determine la longitud efectiva de defecto de acuerdo con el procedimiento del párrafo 9.3.6.2. Todos los defectos en la región local deben estar paralelos, tal como se ilustra en la figura 9.7(b). 2. Paso 2- Aplique los criterios de la figura 9.8 para revisar la interacción entre los defectos paralelos. Proyecte todos los defectos interactuantes en un plano único, como se ilustra en la figura 9.7 (c). Observe que algunos defectos se combinarán utilizando este procedimiento. 3. Paso 3- Calcule la profundidad de los defectos con el procedimiento bosquejado en el párrafo 9.3.6.3. Si se combinan dos más defectos como resultado del paso 2, defina la profundidad, a, como el ancho de un rectángulo inscrito alrededor del defecto combinado, como se ilustra en la figura 9.7(d). 4. Paso 4- Aplique los criterios de la figura 9.8 para revisar la interacción entre los defectos en un plano dado. Si existe interacción, las dimensiones del defecto combinado se infieren de un rectángulo inscrito alrededor de los defectos interactuantes. c. Los defectos múltiples no tienen que ser combinados en un defecto equivalente para evaluación si se pueden obtener un factor de intensidad de esfuerzo y una solución de carga límite para las geometrías de defectos interactuantes. 9.3.6.6 Recategorización de defectos- la recategorización de defectos se requiere por dos razones. (1) para un defecto incorporado cercano a la superficie o para un defecto superficial profundo donde el ligamento remanente es pequeño, los resultados obtenidos en la evaluación pueden ser demasiado conservadores porque el esfuerzo de referencia (ver apéndice D) en el ligamento remanente puede sobrestimar los efectos de la plasticidad sobre la fuerza generadora de grietas produciendo un punto de evaluación que queda fuera del diagrama de evaluación de falla. La recategorización de un defecto incorporado a defecto superficial, o viceversa puede producir que el punto de evaluación asociado esté dentro del diagrama de evaluación de falla (2) La mayoría de soluciones de intensidad de esfuerzo en el Apéndice C no son precisas para grietas muy profundas debido a los efectos de alta tracción/plasticidad. Por ejemplo, las soluciones Kl comúnmente publicadas para un defecto de superficie semi elíptica son sólo precisas para a/t ≤ 0.8. Por lo tanto, se requiere una recategorización a defecto a través de la pared para lograr una solución exacta. a.

Guías para la recategorización de defectos 1. Los defectos en forma de grietas recategorizados e iniciales para defectos que experimentan deformación del ligamente, aparecen en la figura 9.9. Un defecto incorporado o enterrado puede ser recategorizado como defecto superficial, o viceversa. La dimensiones de defecto asumidas son: a) Un defecto incorporado debe ser recategorizado como defecto superficial cuando d/t< 0.2 (ver figura 9.9(a)). La longitud y profundidad del defecto superficial son dados por:

Comentario [CU1]:

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PRÁCTICA RECOMENDADA API 579 2cs =2c b + 2d

(9.8)

as = 2a b + d

(9.9)

9-11

b) Un defecto superficial debe ser recategorizado como defecto a través de la pared cuando a/t>0.8 (ver figura 9.9(b)). La longitud del defecto a través de la pared está dada por: 2ct = 2cs + 2(t – a s) 2. Observe que la longitud de la grieta es aumentada en cada caso por dos veces la dimensión del ligamento. Cuando la tensión plástica en el ligamento remanente es grande, el defecto podría crecer hacia la superficie libre mediante el desgarramiento dúctil, en cuyo caso el defecto también podría extenderse en dirección de la longitud. 3. Después de la recategorización se determina la relación de carga, Lr, con las nuevas dimensiones del defecto. Por ejemplo, si en un componente se encuentra un defecto superficial profundo en la orientación axial y un análisis local indica que la relación de carga calculada es mayor que el valor máximo permisible (L r > Lr(max)), el defecto puede ser recategorizado como a través de pared, y se puede analizar nuevamente. Las definiciones para la relación de carga calculada y la relación de carga máxima permisible, aparecen en la figura 9.20 y en el apéndice D. b. Es importante enfatizar que las dimensiones del defecto recategorizado deben ser utilizadas en la evaluación. Otro punto importante es que las condiciones escape- antes-de- la- ruptura (LBB) no se garantizan necesariamente cuando un defecto a través de pared ha demostrado ser aceptable. Se deben cumplir ciertos requerimientos antes de que se pueda asegurar LBB, tal como se presenta en el párrafo 9.5.2.

9.3.7

Recomendación para técnica de inspección y requisitos de dimensionamiento

9.3.7.1 El dimensionamiento confiable de defectos por medio de examen no destructivo (NDE) es importante. Por lo tanto la elección del método NDE debe basarse en la capacidad para detectar y dimensionar la profundidad y la longitud del defecto. 9.3.7.2 Como se estudió anteriormente en el párrafo 9.3.6 las dimensiones de la grieta requeridas como información para una análisis FFS son la profundidad, la longitud, el ángulo con la superficie de la placa, la ubicación de la grieta con respecto a la superficie, y el espaciamiento entre grietas si el componente presenta agrietamiento múltiple. a. Grietas superficiales – la longitud de la grieta, el ángulo relativo a la dirección de esfuerzo principal (ver figura 9.2) y la distancia a otras grietas superficiales pueden ser determinados utilizando el examen de Partículas Magnéticas (MT) o la técnica de examen de líquido penetrante (PT). La profundidad y el ángulo del defecto respecto a la superficie (ver figura 9.4) generalmente se determina usando técnicas de examen ultrasónico (UT). b. Grietas incorporadas- La profundidad de la grieta, la longitud y la distancia a otras grietas de ruptura superficial generalmente se determinan utilizando la técnica de examen Ultrasónico de rayo en ángulo (UT). La calibración puede necesitar ser más sensible que la utilizada para inspecciones de calidad de nuevas soldaduras de construcción. 9.3.7.3 El dimensionamiento preciso de los defectos en forma de grieta depende de la tecnología disponible y de la destreza del inspector. Los parámetros que deben ser considerados en la incertidumbres del dimensionamiento del defecto incluyen la longitud, la profundidad, la orientación de la grieta, si el defecto es de ruptura superficial o no, y el número de defectos (únicos o múltiples). PT o MT deben

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ser utilizados para resaltar los defectos de ruptura superficial antes de determinar la longitud de la fractura. No se debe utilizar un examen visual para determinar la longitud del defecto porque los extremos de la fractura pueden estar cerrados. 9.3.7.4 La determinación de la profundidad, orientación y posición (la ubicación debajo de la superficie para una fractura incorporada) de un defecto en forma de fractura generalmente se hace utilizando técnicas de examen ultrasónico. Las técnicas de examen radiográfico también pueden ser usadas; sin embargo, la profundidad precisa del defecto y la información de la orientación pueden ser obtenidas únicamente moviendo la fuente alrededor del componente para obtener múltiples vistas. Este tipo de manipulación generalmente no es posible para muchos componentes presurizados. Algunas veces se puede obtener un nivel de profundidad y orientación cualitativo con una resistencia eléctrica (caída potencial), con un campo de pérdida magnética y con técnicas de corriente eddy. La exactitud de las técnicas de resistencia eléctrica se ve gravemente afectada por las condiciones en la grieta (tocando la superficie e impurezas tales como óxido.) Por lo tanto, la técnica ultrasónica es el método de dimensionamiento recomendado para la profundidad e inclinación de defectos en forma de grietas. 9.3.7.5 Si una parte del componente es inaccesible para la inspección debido a su configuración, a los materiales usados, o a la obstrucción por cuenta de otros defectos, y se sospecha un defecto en esta región debido a las condiciones circundantes, en la evaluación se debe considerar el tamaño de la región que no se puede inspeccionar.

9.4


9.4.1

Generalidades

9.4.1.1 El procedimiento de evaluación FFS utilizado para defectos en forma de fracturas aparece en la figura 9.10. Los tres niveles de evaluación utilizados para valorar estos defectos se basan en los datos y los detalles requeridos para el análisis, el grado de complejidad requerido para una situación dada, y el riesgo percibido (ver API581). Las evaluaciones de nivel 1 se limitan a defectos en cilindros, esferas o placas planas presurizados distantes de todas las discontinuidades estructurales. Las evaluaciones de nivel 2 pueden ser utilizadas para estructuras en general incluyendo defectos en forma de grieta localizadas en discontinuidades estructurales. En la figura 9.11 aparece un flujograma para la evaluación de nivel 2. En estas evaluaciones, se requiere información detallada sobre propiedades de material y condiciones de carga, y generalmente se realiza un análisis de esfuerzo para determinar el estado de esfuerzo en el sitio del defecto. El análisis de esfuerzo en este nivel puede estar basado en ecuaciones de código, soluciones de forma cerradas o un análisis numérico. Una evaluación de nivel 3 puede ser utilizada para aquellos casos que no se ajusten a los requerimientos de los niveles 1 o 2. Esta evaluación también se requiere para defectos que puedan crecer en servicio debido a las condiciones ambientales y de carga. 9.4.1.2 Se debe observar que los niveles de evaluación designados en este documento son diferentes de los análisis especificados en BS PD6493, BS 7910, y R- 6 Eléctrica Nuclear debido a las definiciones de la sección 2.

9.4.2


9.4.2.1 La evaluación de nivel 1 es aplicable a componentes que satisfacen las limitaciones en el párrafo 9.2.2.1. 9.4.2.2 El siguiente procedimiento puede ser utilizado para determinar la aceptabilidad de un defecto en forma de grieta usando una evaluación de nivel 1. a. Paso 1- Determine los casos de carga y temperaturas que se usarán en la evaluación con base en las condiciones de diseño y de operación (ver párrafo 9.3.4.). La CET, ver sección 3, debe ser considerada al establecer la temperatura para la evaluación.

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b. Paso 2- Determine la longitud y profundidad del defecto en forma de fractura a partir de los datos de inspección. El defecto debe ser caracterizado utilizando el procedimiento del párrafo 9.3.6. c. Paso 3- Determine la figura de la siguiente lista que será utilizada en la evaluación con base en la geometría del componente y la orientación del defecto con respecto a la unión soldada.       

Placa plana, defecto en forma de fractura paralela a la unión (figura 9.12) Cilindro, unión longitudinal, defecto paralelo a la unión (figura 9.13) Cilindro, unión longitudinal, defecto perpendicular a la unión (figura 9.14) Cilindro, unión circunferencial, defecto paralelo a la unión (figura 9.15) Cilindro, unión circunferencial, defecto perpendicular a la unión (figura 9.16) Esfera, unión circunferencial, defecto paralelo a la unión (figura 9.17) Esfera, unión circunferencial, defecto perpendicular a la unión (figura 9.18)

d. Paso 4- Determine la curva de monitoreo de la figura seleccionada en el paso 3. Se debe tener en cuenta lo siguiente al seleccionar la curva. Para cada figura en el paso 3, se proporcionan dos juegos de curvas, profundidad de fractura ¼-t y 1-t, para tres condiciones: metal base, soldadura que ha estado sometido a PWHT, metal de soldadura que no ha estado sometido a PWHT. 





Si la profundidad del defecto se puede determinar con precisión empleando procedimientos NDE calificados, entonces se puede utilizar la curva ¼-t en la evaluación. De otra manera, se debe emplear la curva 1-t. Si t ≤ 24.4 mm (1 in) donde t es el grosor de pared del componente que contiene el defecto, entonces las curvas ¼-t son aplicables directamente y las profundidad limitante de fractura es 0.25t. Si t > 25.4 mm (1 in), entonces las curvas de defecto de ¼-t son aplicables cuando la profundidad absoluta de la fractura es menor que o igual a 6.3 mm (0.25 in). Las curvas 1-t o de defecto a través de la pared pueden ser usadas para todos los grosores de pares hasta la limitación de curva de 38 mm (1.5 in). Si la ubicación del defecto está en o dentro de una distancia de 2 veces el grosor nominal de la placa medido desde el centro de la soldadura, entonces se deben utilizar las curvas para soldaduras; de otra manera se puede utilizar la curva para metal base. Observe que para los defectos ubicados en una soldadura, la curva de evaluación aplicable se basa en el tratamiento con calor del componente. Si hay cuestionamiento respecto al tipo o calidad de PWHT, se debe usar la curva C.

e. Paso 5- Determine la temperatura de referencia. Las curvas de evaluación se basan en una referencia de temperatura, T ref = 38°C (100°F), y este valor puede ser usado en la evaluación. Tref = -9.4°C (15°F) puede ser usada para placas de acero y fundiciones que puedan haber recibido un tratamiento de calor normalizante. Alternativamente, se puede establecer un valor de la temperatura de referencia usando la sección 3, tabla 3.3 y figura 3.3. Se debe conocer el grosor de la placa que tiene el defecto y la especificación de material para utilizar la figura 3.3.(si no se conoce la especificación del material, se debe usar la Curva A de esta figura). Por ejemplo, para una placa de 25.4 mm (1 in) de grosor hecha de material A285 Grado B (una curva B basada en la información de la tabla 3.3.), T ref = -1°C (30°F) f.

Paso 6- Determine la longitud del defecto máxima permisible. Ingrese la figura de evaluación establecida en el paso 3 con la temperatura de evaluación y la temperatura de referencia determinadas en los pasos 1 y 5, respectivamente, para determinar la longitud máxima del defecto empleando la curva aplicable.

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9-14

g. Paso 7- Evalúe los resultados. Si el tamaño permisible de defecto determinado en el paso 6 es mayor que o igual a la longitud de defecto determinada en el paso 2, entonces el componente es aceptable para operación futura. 9.4.2.3 Si el componente no se ajusta a los requerimientos de la Evaluación de nivel 1, entonces se pueden considerar los siguientes puntos. a.

Los datos utilizados en el análisis pueden ser refinados y es posible repetir la evaluación de nivel 1. (el refinamiento de datos conlleva realizar NDE adicional para caracterizar mejor las dimensiones del defecto y determinar con precisión las condiciones de operación futuras para establecer la temperatura de operación)

b. Repare, reemplace o retire el componente. c.

9.4.3

Realice una evaluación de nivel 2 o nivel 3.


9.4.3.1 La evaluación de nivel 2 es aplicable a componentes y condiciones de carga que satisfagan las condiciones dadas en el párrafo 9.2.2.1. El procedimiento de Evaluación en el nivel 2 proporciona un cálculo mejor de la integridad estructural de un componente que una evaluación de nivel 1 con un defecto en forma de fractura. En la figura 9.1 aparece un flujograma para una evaluación de nivel 2. 9.4.3.2 El siguiente procedimiento puede ser utilizado para determinar la aceptabilidad de un defecto en forma de fractura utilizando una evaluación de nivel 2. En este procedimiento, se aplican los Factores de Seguridad Parcial (ver sección 2) a las variables independientes (tamaño del defecto, dureza a la fractura del material, y esfuerzo) para tener en cuenta la incertidumbre. En el párrafo 9.4.3.3. se suministra un procedimiento alternativo que no requiere el uso de Factores de Seguridad Parcial. a.

Paso 1- Evalúe las condiciones de operación y determine la presión, la temperatura y las combinaciones de cargas complementarias que serán evaluadas (ver párrafo 9.3.4.1).

b. Paso 2- Determine las distribuciones de esfuerzo (ver párrafo 9.3.4.2.) en el sitio del defecto con base en las cargas aplicadas en el paso 1 y clasifique los esfuerzos resultantes en las siguientes categorías de esfuerzo (ver párrafo 9.3.4.3):    

c.

Esfuerzo primario Esfuerzo primario máximo Esfuerzo secundario Esfuerzo residual

Paso 3- Determine las propiedades de material; el esfuerzo por fluencia, el esfuerzo por tracción y la dureza a la fractura (K mat) para las condiciones que se están evaluando del paso 1 (ver párrafo 9.3.5). La resistencia a la fluencia y la resistencia a la tracción deben ser establecidas utilizando los valores nominales (mínimos especificados según la especificación de material si no se conocen los valores reales), y la dureza deben basarse en el valor medio (ver tabla 9.2, nota 6).

d. Paso 4- Determine las dimensiones del defecto en forma de fractura a partir de los datos de inspección. El defecto debe ser categorizado utilizando el procedimiento del párrafo 9.3.6. e.

Paso 5- Modifique el esfuerzo primario, la dureza a la fractura del material y el tamaño del defecto utilizando los Factores de Seguridad Parcial (PFS).

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1. Esfuerzo de Pandeo y de Membrana Primaria- Modifique los componentes del esfuerzo de pandeo y de membrana primaria determinados en el paso 2 (P m y P b, respectivamente) usando los PSF para esfuerzo (ver tabla 9.2). Pm = Pm PSFs

(9.11)

P b = P b PSFs

(9.12)

2. Dureza de material- Modifique el valor medio de la dureza a la fractura del material, determinado en el paso 3 (Kmat) usando la PSF para dureza a la fractura (ver tabla 9.2). K mat =

K mat

(9.13)

PSFk

3. Tamaño del defecto- Modifique la profundidad del defecto determinada en el paso 4, usando los PSF para tamaño de defecto (ver tabla 9.2). Si la profundidad factorizada del defecto excede el grosor de la pared del componente, entonces el defecto debe ser recategorizado como defecto a través de la pared. a = a PSF a

(para un defecto superficial)

(9.14)

2a = 2a PSF a

(para un defecto incorporado)

(9.15)

2c = 2c PSF a

(para un defecto que atraviese la pared)

(9.16)

Nota: si se sabe que un valor dado es un cálculo conservador, se puede aplicar un PSF de 1.0 a este valor. f.

Paso 6- Calcule el esfuerzo de referencia para esfuerzos primarios, σPref, con base la distribución de esfuerzo factorizada y el tamaño de defecto factorizado del paso 5 y las soluciones de esfuerzo de referencia en el apéndice D.

g. Paso 7- Calcule la relación de carga o la abscisa del FAD utilizando el esfuerzo de referencia para las cargas primarias del paso 6 y el esfuerzo por fluencia del paso 3.

LPr =

σPref

(9.17)

σys

h. Paso 8- Calcule la intensidad de esfuerzo atribuida a las cargas primarias, K Pl, utilizando la distribución de esfuerzo primario factorizado y el tamaño de defecto factorizado del paso 5, y las soluciones del factor de intensidad de esfuerzo del apéndice C. Si K Pl < 0.0, entonces fije K Pl = 0.0. i.

Paso 9- Calcule el esfuerzo de referencia para los esfuerzos secundario y residual, σSR ref , con base en las distribuciones de esfuerzo secundario y esfuerzo residual del paso 2, el tamaño de defecto factorizado del paso 5, y las soluciones de esfuerzo de referencia en el apéndice D.

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j.


Paso 10- Calcule el factor de reducción de esfuerzo residual y secundario, S siguiente ecuación:

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srf

, utilizando la

Donde:

σPref ,

= Esfuerzo de referencia asociado con el esfuerzo primario o esfuerzo máximo primario, según aplique (ver nota) (MPa:psi),y

σSR ref ,

= Esfuerzo de referencia asociado con el esfuerzo secundario y esfuerzo residual, del paso 9 (MPa: psi), y

σf,

= Esfuerzo de Flujo (ver apéndice F) (MPa: psi).

Nota: Cuando se calcula S srf , se deben considerar las siguientes dos condiciones. Si la fractura está presente antes de la aplicación de la carga asociada con el esfuerzo primario máximo, entonces el valor deσ Pref que se utiliza en la ecuación (9.18) puede ser basado en el esfuerzo primario máximo del paso 2 y las soluciones de esfuerzo de referencia en el apéndice D. Si la fractura ocurre después de la aplicación de la carga asociada con el esfuerzo primario máximo, entonces el valor de σPref que se utiliza en la ecuación (9.18) puede ser basado en la distribución de esfuerzo primario factorizado y el tamaño del defecto del paso 5 y las soluciones de esfuerzo de referencia en el apéndice D, usando dimensiones de defecto de cero, cualquiera que produzca el factor de reducción de esfuerzo residual y de esfuerzo secundario más grandes. k. Paso 11- Calcule la intensidad del esfuerzo atribuida a los esfuerzos secundario y residual, K SR l , utilizando las distribuciones de esfuerzo residual y esfuerzo secundario del paso 2, el tamaño del defecto del paso 5, el factor de reducción de esfuerzo residual y secundario del paso 10, y las soluciones del factor de intensidad de esfuerzo en el apéndice C. Si K SR l < 0.0, entonces deje K SR l = 0.0. El valor de K SR l debe ser determinado en el mismo sitio a lo largo del frente de fractura que el utilizado para determinar K Pl l.

Paso 12- Calcule el factor de interacción de plasticidad, Φ, usando del siguiente procedimiento: 1. Paso 12.1- Si K SR l = 0.0, entonces Φ = 1.0 y prosiga con el paso 13. De otra manera calcule LSR r usando la siguiente ecuación con σSR ref del paso 9, S srf del paso 10, y σys del paso 3.

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2. Paso 12.2- Determine ψ y Ø utilizando las tablas 9.3 a 9.6 y calcule Ф/Ф 0 usando la siguiente ecuación. Alternativamente, Ф/Ф0 puede ser determinado por la figura 9.19.

3. Paso 12.3- Calcule el factor de interacción de plasticidadФ . Si 0< L Ф0 = 1.0 y

SR r

≤ 4.0, entonces

De otra forma, calcule el factor de intensidad de esfuerzo para esfuerzos residual y secundario para los efectos de plasticidad, K SR l y calcule Ф0 y Ф usando las siguientes ecuaciones.

El método más preciso para calcular K SR l es realizar un análisis de elemento finito plásticoelástico del componente agrietado con condiciones de bordes que modelen las cargas secundarias y el esfuerzo residual, todas las cargas primarias deben ser colocadas en cero. Las guías para realizar este análisis aparecen en el apéndice B. Con base en el análisis elástico- plástico, evalúe la J integral y calcule K SR lp de la siguiente ecuación (ver apéndice F, párrafo F.4.2.1.a)

El siguiente método simplificado puede ser usado para calcular Ф0 ; sin embargo, este método puede producir resultados demasiado conservadores.

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con

donde: a

= Profundidad del defecto tomada del paso 5 (mm:in)

aeff

= Profundidad efectiva del defecto en forma de grieta(mm:in)

K SR l

= K SR l basado en la profundidad del defecto del paso 11 (MPa √: ksi√in)

τ

= factor igual a 1.0 para esfuerzo del plano y 3.0 para tensión del plano

σys

= Esfuerzo por fluencia a la temperatura de evaluación (ver apéndice F) (MPa: psi).

Como alternativa, los métodos en la referencia (9.9.32) que son menos complicados que la ecuación (9.23) y más precisos que la ecuación (9.26) pueden ser usados para calcular K SR lp m. Paso 13- Determine la relación de dureza u ordenada del punto de evaluación FAD donde K Pl es la intensidad de esfuerzo aplicado debido a la distribución del esfuerzo primario del paso 8, K SR l es la intensidad de esfuerzo aplicado debido a las distribuciones de esfuerzos secundario y residual del paso 11, K mat es la dureza de material factorizada del paso 5, y Ф es el factor de corrección de plasticidad del paso 12.

n. Paso 14- Evalúe los resultados; el punto de evaluación FAD para el tamaño de defecto actual y las condiciones de operación (niveles de esfuerzo) se define como (K r , L pr ) 1. Paso 14.1- Determine la intersección para el eje L pr del FAD (ver figura 9.20). 2. Paso 14.2- Señale el punto sobre el FAD mostrado en la figura 9.20. Si el punto queda dentro del FAD (sobre o debajo y a la izquierda), entonces el componente es aceptable según el procedimiento de Evaluación de Nivel 2. Si el punto está fuera del FAD (encima y a la derecha), entonces el componente es inaceptable según el procedimiento de evaluación de nivel 2. Observe que el valor de K Pl y K SR l variará a lo largo del frente de fractura; por lo tanto, puede tener que ser repetida en varios puntos a lo largo del frente de fractura para garantizar que se encuentre el sitio crítico. 9.4.3.3 El siguiente procedimiento alternativo de nivel 2 puede ser utilizado para determinar la aceptabilidad de un defecto en forma de grieta. En este procedimiento, se hacen predicciones conservadoras para determinar la resistencia a la fractura del material y el esfuerzo aplicado, y se utiliza un diagrama de evaluación de falla para compensar la incertidumbre en la evaluación.

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9-19

a. Paso 1 – El mismo dado en el párrafo 9.4.3.2.a. b. Paso 2- El mismo dado en el párrafo 9.4.3.2.b excepto porque cada distribución de esfuerzo se asume como esfuerzo de membrana en la evaluación. c. Paso 3- El mismo dado en el párrafo 9.4.3.2.c excepto porque se utiliza un valor de latencia más bajo para la resistencia a la fractura del material. d. Paso 4- El mismo dado en el párrafo 9.4.3.2.d excepto porque se utiliza un valor de latencia más alto para el tamaño de defecto. e. Paso 5- No se utilizan Factores de Seguridad Parcial. El esfuerzo primario es tomado directamente del paso 2, la resistencia a la fractura del material del paso 3, y el tamaño del defecto del paso 4. f.

Paso 6- El mismo dado en el párrafo 9.4.3.2.f

g. Paso 7- El mismo dado en el párrafo 9.4.3.2.g h. Paso 8- El mismo dado en el párrafo 9.4.3.2.h i.

Paso 9- El mismo dado en el párrafo 9.4.3.2.i

j.

Paso 10- El mismo dado en el párrafo 9.4.3.2.j

k. Paso 11- El mismo dado en el párrafo 9.4.3.2.k l.

Paso 12- El mismo dado en el párrafo 9.4.3.2.l

m. Paso 13- El mismo dado en el párrafo 9.4.3.2.m n. Paso 14- Evalúe los resultados; el punto de evaluación FAD para el tamaño de defecto actual y las condiciones de operación (niveles de esfuerzo) se define como (K r , L pr ). Si Kr≤ 0.7 y L pr ≤0.8 (ver figura 9.20), entonces el componente es aceptable según el procedimiento de Evaluación de Nivel 2. Si no se satisfacen estos criterios, entonces el defecto es inaceptable; tome como referencia el párrafo 9.4.3.6 para recomendaciones. 9.4.3.4 Se puede establecer un tamaño limitante de defecto utilizando el siguiente procedimiento. La determinación del tamaño limitante de defecto puede ser útil para seleccionar una técnica NDE apropiada para inspección retrospectiva. a.

Aumente las dimensiones del defecto en forma de grieta; para un defecto superficial calcule a= a o + Δa y c = co + Δc donde a o y c o son los tamaños de defecto iniciales encontrados en el momento de la inspección. Los incrementos del defecto deben ser proporcionados con base en la relación de aspecto del defecto o la relación de los valores del factor de intensidad de esfuerzo en la superficie y en la parte más profunda de la grieta.

b. Para el nuevo tamaño de defecto, complete los pasos delimitados en el párrafo 9.4.3.2 o 9.4.3.3 y determine si el nuevo tamaño está dentro de la curva FAD. Los Factores de Seguridad Parcial deben ser usados para esfuerzo y dureza, pero no para tamaño de defecto en este cálculo. c.

Continúe incrementando el tamaño de la grieta hasta que el punto de evaluación calculado esté en la curva FAD. El tamaño resultante de la grieta se define como tamaño limitante de defecto. Si se utilizan factores de seguridad parcial para el tamaño de defecto en la evaluación, entonces

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este tamaño limitante de defecto debe ser dividido por el factor de seguridad parcial consistente con el párrafo 9.4.3.2.e. 9.4.3.5 En ciertos casos, un tamaño aceptable de defecto puede ser predicho usando el procedimiento de evaluación de nivel aunque los tamaños más pequeños pueden ser inaceptables. Esta condición es el resultado de las hipótesis utilizadas para datos y la forma matemática de las ecuaciones utilizadas en el procedimiento analítico y se denomina “solución no- única” (ver referencia (9.9.26). Las soluciones no- únicas también pueden tener efecto sobre los valores limitantes de otros parámetros ingresados tales como los resultados de esfuerzo. Este tipo de soluciones tienen más probabilidad de ocurrencia donde las distribuciones de esfuerzo disminuyen a través de la sección (gradientes de esfuerzo asociados con el esfuerzo de pandeo o concentración de esfuerzo en el pie de una soldadura tipo filete), o donde se debe realizar un análisis de sensibilidad (ver sección 2, párrafo 2.4..3.1) para estos casos con el propósito de determinara la aceptabilidad con base en una situación específica. En algunos casos puede ser necesario realizar un análisis más detallado con base en los resultados del análisis de sensibilidad. 9.4.3.6 Si el componente no cumple con los requerimientos de una Evaluación de nivel 2, se puede considerar lo siguiente: a.

Los datos utilizados en el análisis pueden ser refinados y es posible repetir la evaluación de nivel 2. El refinamiento de datos conlleva realizar NDE adicional para caracterizar mejor las dimensiones del defecto, revisar la documentación del equipo para justificar el uso de otras propiedades del material y determinar las condiciones de operación futuras y los niveles de esfuerzo asociados con mayor precisión. Si el punto de evaluación cae dentro del FAD de nivel 2 después del refinamiento de la información, el componente es aceptable para operación.

b. Recalibre, repare, reemplace o retire el componente. c.

9.4.4

Realice una evaluación de nivel 3.


9.4.4.1 El procedimiento de evaluación en el nivel 3 proporciona el mejor cálculo de la integridad estructural de un componente con un defecto en forma de grieta. Además este nivel de evaluación es requerido si es posible el crecimiento de la grieta durante la operación futura. Se permiten cinco métodos en una Evaluación de Nivel 3. a.

Método A de Evaluación- La base de este método es un procedimiento de evaluación de nivel 2 excepto porque el FAD de la figura 9.20 se utiliza para los criterios de aceptabilidad con Factores de Seguridad Parcial especificados por el usuario con base en una evaluación de riesgo. Alternativamente, se puede realizar un análisis probabilístico.

b. Método B de Evaluación- - La base de este método es un procedimiento de evaluación de nivel 2 excepto porque el FAD está construido con base en las propiedades reales del material. Este método sólo es apropiado para material base y material de soldadura porque requiere una curva esfuerzo- tensión dependiente del material específico; el método no debe ser utilizado para evaluación de defectos en forma de grietas que se encuentren en la HAZ. El procedimiento para la evaluación es: 1. Paso 1- Obtenga la información de tracción- esfuerzo de ingeniería para el material que tiene el defecto a la temperatura de evaluación. Si no se puede obtener una curva tensiónesfuerzo para material real que tiene el defecto, se puede usar una curva para un material con las mismas especificaciones. Se debe determinar una resistencia a la fluencia de 0.2%, la resistencia a la tracción y el módulo de elasticidad junto con suficientes puntos de información para definir con exactitud la curva tensión- esfuerzo. Se recomienda que la

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curva sea definida en las siguientes relaciones de esfuerzo aplicado con esfuerzo por fluencia: σ/ σys = 0.7,0.8,0.98,1.0,1.02,1.1,1.2 e intervalos de 0.1 hasta σ uts 2. Paso 2- Convierta la curva obtenida en el paso 1 en una curva tensión- esfuerzo verdadera. La tensión y el esfuerzo verdaderos pueden ser calculados a partir de la tensión de ingeniería del apéndice F, párrafo F.2.3.1 3. Paso 3- Determine el FAD específico del material utilizando la siguiente ecuación:

donde: E

= Módulo de Young (MPa: psi)

LPr

= Relación de carga que varía de 0.0 a L Pr(max)

LPr(max)

= Valor máximo de la relación de carga (ver figura 9.20)

εrfs

= Tensión de referencia obtenida de la curva esfuerzo- tensión verdadera en un esfuerzo verdadero igual a L Pr σys

σys

= Esfuerzo por fluencia (valor de esfuerzo verdadero del paso 2) a la temperatura de evaluación (ver apéndice F) (MPa: psi).

4. Paso 4- Complete la evaluación utilizando el procedimiento de nivel 2 excepto porque el FAD específico de material se utiliza en el paso 14 (ver párrafo 9.4.3.2.n). Se deben utilizar los Factores de Seguridad Parcial en la evaluación. Alternativamente, se puede realizar un análisis probabilístico. c.

Método C de Evaluación- La base de este método es procedimiento de evaluación de nivel 2 excepto porque el FAD es construido con base en las condiciones de carga reales, la geometría del componente y las propiedades del material. En el apéndice B, párrafo B.6.4.3. se cubre un procedimiento para construir el FAD dependiente de la geometría y el material, y para completar la evaluación para un defecto en forma de grieta conocido. Se deben utilizar los Factores de Seguridad Parcial en la evaluación. Alternativamente, se puede realizar un análisis probabilístico.

d. Método D de Evaluación- Este método es un análisis de la ruptura por ductilidad donde la resistencia a ruptura por fractura se define en función de la cantidad de ductilidad. Este método sólo debe ser utilizado para materiales que presenten ductilidad estable (aceros ferríticos en el cuerpo superior y aceros inoxidables austeníticos) Se deben utilizar los factores de seguridad parcial en la evaluación. Alternativamente, se puede realizar un análisis probabilístico. El siguiente es el procedimiento para la evaluación: 1. Paso 1- Obtenga una curva JR para el material que contiene el defecto a temperatura de evaluación (ver apéndice F). Si no se puede obtener una curva JR para el material real que

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contiene el defecto, se puede utilizar una curva JR para un material con la misma especificación y una respuesta a la flexibilidad similar. 2. Paso 2- Determine el FAD que será usado en la evaluación de los métodos A, B, o C según la anterior definición. 3. Paso 3- Siga los pasos 1 a 13 del procedimiento de evaluación de nivel 2 para generar una serie de puntos de evaluación. Para cada punto de evaluación, se determina la profundidad de la grieta, a, agregando un incremento de p rofundidad, Δa j, a la profundidad inicial , ai ( el primer punto es a= a i + Δa j, el segundo punto es a= ai + Δa1+ Δa2, el tercer punto es a= ai + Δa1+ Δa 2 + Δa 3, etc) La magnitud del incremento de profundidad de la grieta, Δa, utilizado para generar la serie de puntos de evaluación puede ser inferido de la curva JR. Para defectos superficiales e incorporados, la magnitud del incremento de profundidad también debe ser aplicado a la longitud. La dureza a la fractura del material utilizada para cada punto de evaluación se determina a partir de la curva JR (J puede ser convertido en K usando el procedimiento del apéndice F) en la profundidad de grieta asociada con la ductilidad, a JR (el primer punto es a JR = Δa1, el segundo punto es a JR = Δa 1+ Δa2, el tercer punto es a JR = Δa1+ Δa2 + Δa3, etc). Observe que para una curva JR ascendente, la dureza a la fractura aumentará con la profundidad de la grieta. 4. Paso 4- Ubique la serie de puntos de evaluación en el FAD. En la figura 9.21 (b) aparecen los tres resultados posibles de un análisis de desgarramiento. Si todos los puntos de evaluación caen dentro del FAD, entonces no ocurrirá crecimiento inestable de la grieta. Si los primeros puntos de evaluación están por fuera del FAD y los subsiguientes quedan dentro del FAD, entonces ocurrirá una cantidad finita de crecimiento de grieta. La inestabilidad dúctil se predice cuando todos los puntos de evaluación están por fuera del FAD. Si se fija la carga, la trayectoria de la evaluación generalmente describe una forma de “gancho para pesca” donde Kr alcanza un mínimo y luego aumenta. El punto de inestabilidad ocurre cuando la trayectoria de los puntos de evaluación es tangente a la FAD. e.

Método E de evaluación- Los siguientes procedimientos de evaluación reconocidos están sometidos a requerimientos de cargas complementarias que pueden incluir los Factores de Seguridad Parcial o un análisis probabilístico.       

BS PD6493 o BS 7910 (ver sección 1, tabla 1.1) R- 6 Eléctrica Nuclear (ver sección 1 tabla 1.1) SAQ/FoU reporte 96/08 (ver sección 1 tabla 1.1) WES 2805 –1997 (ver sección 1 tabla 1.1) Metodología DPFAD (ver referencias (9.9.5) y (9.9.6)) EDFM utilizando la integral J (ver referencias (9.9.10) y (9.9.11)) El módulo de desgarre integral J (ver referencias (9.9.18) y (9.9.33))

9.4.4.2 Es responsabilidad del Ingeniero encontrar todas la limitaciones y requerimientos impuestos por el método seleccionado. Además, el Ingeniero debe asegurar que estén claramente documentados el método usado incluyendo todas las hipótesis, parámetros de análisis, resultados y conclusiones. 9.4.4.3 Se debe realizar un análisis de sensibilidad (ver sección 2, párrafo 2.4.3.1) como parte de la evaluación sin importar el método elegido.

9.5


9.5.1

Crecimiento subcrítico de la Grieta

9.5.1.1 Generalidades- Existe un énfasis especial en los procedimientos de esta sección para evaluar el crecimiento subcrítico de la grieta en componentes presurizados. En la industria petroquímica y de refinería existe una amplia variedad de ambientes de proceso y mecanismos de degradación de

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material que aumentan la ocurrencia de agrietamiento inducido ambientalmente y por servicio (ver apéndice G). a.

Para propósitos de este documento, el crecimiento de grietas en servicio puede ser categorizado en cuatro tipos principales; crecimiento de grieta por fatiga, crecimiento de grieta por corrosión por esfuerzo, crecimiento de grieta por agrietamiento inducido por hidrógeno, y crecimiento de grieta por fatiga por corrosión. Los detalles de estos mecanismos de crecimiento de grietas están cubiertos en el apéndice F, párrafo F.5.

b. La metodología para la evaluación de crecimiento de grietas utilizada en este documento se basa en la mecánica de fractura. En esta metodología, el crecimiento de una grieta preexistente es controlado por un factor de intensidad de esfuerzo en la punta de la fractura. Además, se asume que le crecimiento de una grieta está controlados por una ley de crecimiento para cada combinación de material, ambiente y factor de intensidad de esfuerzo que pueden ser medidos o determinados independientemente y aplicados a un componente un defecto en forma de grieta. Un requerimiento importante para esta metodología es que se deben determinar las propiedades de material tales como esfuerzo por fluencia, la dureza del material y la ley de crecimiento de grieta incluyendo los coeficientes apropiados a partir de las condiciones que representan la combinación de material, edad del equipo, condiciones de ambiente y de carga (nivel de intensidad de esfuerzo aplicado) para el componente que se está evaluando. c.

Una dificultad importante que se debe enfrentar con los datos de agrietamiento ambiental es que los promedios de crecimiento de grietas pueden ser altamente sensibles en el ambiente del proceso. Aunque el ambiente se controla cuidadosamente en un experimento, la composición y temperatura de un proceso real están sometidos a fluctuaciones, y la aplicabilidad de datos de laboratorio es inapropiada en muchos casos. Otro problema con la predicción de crecimiento de grietas en estructuras es que el agrietamiento a menudo ocurre como resultado de un trastorno en las condiciones de operación. Por ejemplo, el agrietamiento que se detecta después de varios años de servicio puede haber ocurrido por el espacio de varias horas o días cuando estuvieron presentes condiciones de operación atípicas; no ocurrió agrietamiento antes o después de este trastorno. Un promedio de crecimiento de grieta promedio, obtenido dividiendo el tamaño de la grieta por el tiempo total de servicio, no tendría sentido en tales circunstancias.

d. Para los casos que involucren fatiga o agrietamiento inducido ambientalmente, se pueden iniciar nuevas grietas en otros sitios distantes de las grietas conocidas que se están analizando. Esto ocurre porque la corrosión, la erosión, los esfuerzos estáticos o cíclicos locales o la concentración local del ambiente son tales que se exceden los valores umbrales para la extensión de la grieta. Así que al evaluar la significancia de grietas postuladas y conocidas por la extensión de la grieta en el servicio y la falla estructural, se deben considerar las implicaciones de exceder tales valores umbrales en cualquier otra parte de la estructura. e.

Los cálculos precisos para el tiempo que tomará alcanzar un tamaño limitante del defecto se complican por la carga al azar, los efectos del umbral de fatiga y la complejidad de la solución de intensidad de esfuerzo. Por lo tanto, el crecimiento de grieta generalmente se realiza utilizando un algoritmo numérico que incremente explícitamente el crecimiento para algunos bloques repetidos de carga en servicio representativa. Para historias complicadas de carga, los bloques de carga pueden ser desarrollados para un periodo de tiempo representativo utilizando el método de conteo de ciclos “raiflow” (ver apéndice B)

f.

Además de las complejidades descritas, las fuentes de error la calcular el tiempo para llegar a un tamaño limitante de carga incluyen la incertidumbre al dimensionar el defecto inicial, la variabilidad en el comportamiento del material, y la supersimplificación del espectro de carga. A pesar de las dificultades para realizar cálculos de crecimiento de grietas, el cálculo de tiempo de crecimiento de grieta para fallar, puede ser útil para establecer intervalos de inspección y establecer prioridades de reparación.

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g. Se deben tomar como referencia todos los casos en los que se incluya el crecimiento subcrítico de grieta. Esta actividad la debe realizar un ingeniero que sepa acerca de las interacciones entre gietas, del diseño del componente y de la historia de carga utilizando los procedimientos de nivel 3 de este documento. h. En los casos en que sean mínimos o no existan datos de crecimiento subcrítico de grieta, se recomienda el monitoreo periódico del crecimiento de grieta utilizando métodos NDE apropiados. Los datos de crecimiento resultantes del monitoreo periódico pueden ser usados como información para una evaluación. 9.5.1.2 Procedimientos de Evaluación y Análisis para componentes con Grietas Crecientes- El análisis del equipo con agrietamiento requiere destrezas especializadas y experiencia debido a las incertidumbres inherentes a esta metodología. El análisis involucra el uso de una evaluación de nivel 3 según el párrafo 9.4.4 y la integración numérica de una ley de crecimiento de grieta. La metodología de evaluación general para grietas en crecimiento aparece en la figura 9.22. En la figura 9.23 se describe una guía para realizar un análisis de crecimiento de grieta. Algunos puntos de la evaluación son: a.

Paso 1- Realice una evaluación de nivel 3 para el tamaño inicial de grieta. Si se ha demostrado que el componente es aceptable según una evaluación de nivel 3, entonces se debe tratar de aplicar medidas correctivas para evitar el crecimiento de la grieta (ver párrafo 9.6)

b. Paso 2- Sin son posibles las medidas correctivas y se espera un crecimiento subcrítico de grieta lento, entonces determine si existe una ley de crecimiento para el material y el ambiente de servicio. Si existe una ley de crecimiento, entonces se puede realizar un análisis de crecimiento. De otra manera, se debe realizar un análisis de escape antes de ruptura para determinar si se puede establecer un tamaño de grieta aceptable (ver párrafo 9.5.2) c.

Paso 3- Calcule el esfuerzo en el defecto con base en las condiciones de operación futuras. En estos cálculos deben considerar todas las condiciones de operación relevantes incluyendo operación normal, encendido, falla y apagado.

d. Paso 4- Determine un incremento en el crecimiento de grieta con base en el tamaño de defecto anterior (para inicializar el proceso, el tamaño previo del defecto es el tamaño determinado en el paso 1), el esfuerzo, la intensidad de esfuerzo calculado y la ley de crecimiento de grieta. Para defectos superficiales e incorporados, el incremento de crecimiento de grieta tendrá un componente en la dimensión de profundidad y longitud. Para defectos incorporados, el incremento en el crecimiento de grieta también puede incluir un componente para modelar la ubicación del defecto y la dirección de grosor de pared. El incremento de crecimiento de grieta se establece con base en la intensidad de esfuerzo aplicado asociado con el componente de la grieta y la ley de crecimiento de grieta. Por ejemplo, si se está evaluando un defecto superficial, la profundidad se incrementa con base en el factor de intensidad en la porción más profunda de la grieta y la longitud se basa en el factor de intensidad de la superficie. El tamaño de defecto a ser utilizado en el paso 5 es el tamaño de defecto previo más el incremento del crecimiento de grieta. En las referencias (9.9.29), (9.9.309), (9.9.31) y (9.9.34) se presenta un descripción de las metodologías para desarrollar cálculos de crecimiento de grieta sometidos a cargas de amplitudes variable y constante. e.

Paso 5- Realice una evaluación de nivel 3 para el tamaño de grieta actual. Demuestre que para el tamaño de grieta actual, el factor de intensidad de esfuerzo aplicado es menor que el factor de intensidad crítica de esfuerzo para el mecanismo de crecimiento de grieta aplicable. Si el punto de evaluación para el tamaño de defecto actual está afuera del FAD o la grieta está recategorizada como grieta a través de la pared (ver párrafo 9.3.6.6), entonces vaya al paso 6; de otra manera, vaya al paso 4.

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Paso 6- Determine el tiempo y número de ciclos de esfuerzo para el tamaño de grieta actual (a o, co) para alcanzar el tamaño limitante de defecto. El componente es aceptable para operación dado que: 





 

El tiempo o número de ciclos para alcanzar el tamaño limitante de defecto, incluyendo un margen en servicio apropiado, es mayor que el periodo de operación requerido. El crecimiento de grieta es monitoreado en servicio o apagado, según aplique, mediante una técnica validada. El promedio de crecimiento de grieta observado es menor que el usado en la predicción de vida remanente según lo determinado por monitoreos o inspecciones. Se pueden evitar las condiciones desfavorables ambientales o de carga. Si la profundidad del tamaño limitante de defecto se recategoriza como grieta a través de la pared, se deben satisfacer las condiciones para un criterio aceptable de escape antes de ruptura (LBB) (ver párrafo 9.5.2)

g. Paso 7- En la siguiente inspección, establezca el promedio de crecimiento de grieta real, y reevalúe la nuevas condiciones del defecto según los procedimientos de esta sección. Alternativamente, repare o reemplace el componente o aplique medidas de mitigación efectivas.

9.5.2

Análisis de Escape antes de Ruptura

9.5.2.1 Generalidades- En ciertos casos, puede ser posible demostrar que un defecto puede crecer a través de la pared de un componente sin causar una falla catastrófica. En tales casos, se puede detectar un escape (teniendo en consideración el contenido y el tipo de aislamiento) y se podría iniciar una acción correctiva para evitar la falla del componente. Este tipo de examen se denomina análisis Escape antes de Ruptura (LBB). La metodología LBB puede ser útil para determinar el límite de un defecto que esté creciendo a un rata desconocida: aunque no se puede determinara la vida remanente, la detección de un escape puede servir como alerta temprana. Este tipo de análisis comienza recategorizando el defecto como incorporado en la pared, y evaluando la nueva geometría de acuerdo con los procedimientos del párrafo 9.4.3. o 9.4.4. Si el defecto a través de la pared postulado es aceptable, el defecto existente puede ser dejado en servicio mientras no crezca hacia dentro de la pared. 9.5.2.2 Limitaciones de LBB- Existen limitaciones para la metodología de escape antes de la ruptura. Esta aproximación no debe ser aplicada en las siguientes situaciones. a. El escape debe ser detectable. La aproximación LBB puede no ser apropiada si el área afectada está cubierta por aislamiento, o si el mecanismo de agrietamiento produce grietas muy cerradas que no producen escapes cuando crecen a través de la pared. La capacidad para detectar un escape también puede estar influenciada por el contenido (líquido o gas) b. La metodología LBB puede no ser útil para defectos cercanos a concentraciones de esfuerzo o regiones de alto esfuerzo residual. Los vacíos de LBB en estas situaciones se ilustran en la figura 9.24. cuando los esfuerzos son mayores en la superficie que en el interior de la pared, el defecto puede crecer más rápido en dirección de la superficie que en dirección de la profundidad. En algunos casos el defecto puede crecer virtualmente alrededor de la circunferencia completa del recipiente antes de avanzar en dirección de la profundidad. Por lo tanto, LBB no debe ser aplicada a componentes cilíndricos no tratados con calor después de la soldadura con grietas en la unión circunferencial soldada o en uniones cuerpo- boquilla con grietas circunferenciales a menos que se pueda demostrar que la distribución de esfuerzo no promoverá el crecimiento acelerado de la grieta en la superficie. c. La aproximación LBB no se debe aplicar cuando el promedio de crecimiento de la grieta pudiera ser potencialmente alto. Cuando ocurre un escape, debe haber suficiente tiempo para descubrirlo y tomar la acción necesaria. Esta consideración es particularmente importante cuando el componente está sometido a presión neumática.

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Se deben considerar las posibles consecuencias adversas de desarrollar un escape, especialmente cuando el componente contiene materiales peligrosos, sustancias por debajo de su punto de ebullición, y aquellas que operen por encima de su temperatura de auto ignición. Los componentes presurizados que contienen gas a alta presión pueden experimentar carga neumática u otros efectos dinámicos en la punta de la grieta con lo que se hace poco práctica LBB. Los componentes presurizados que contienen líquidos de hidrocarbón u otros líquidos con bajo punto de ebullición, pueden experimentar autorefrigeración que también hace impráctica la LBB.

9.5.2.3 Procedimiento LBB- el procedimiento para asegurar que se satisfagan los criterios de escape antes de ruptura es como se presenta a continuación. a. Paso 1- Utilizando los métodos del párrafo 9.3.4 o 9.4.4 demuestre que el tamaño de defecto inicial más grande dejado en la estructura no llevará a fractura durante la vida del componente. b. Paso 2- Utilizando los métodos del párrafo 9.3.4 o 9.4.4, determine la mayor longitud de grieta de una grieta a través de la pared debajo de la cual no ocurrirá una ruptura catastrófica para todos los casos de cargas aplicables. c. Paso 3- calcule las áreas de escape correpondiente asociadas con las longitudes determinadas en los pasos 1 y 2. d. Paso 4- Determine el promedio de escape asociado con el área de grieta calculada en el paso 3, y demuestre que los escapes asociados son detectables con el sistema de detección de escape seleccionado (ver párrafo 9.5.2.5.) 9.5.2.4 Dimensiones de defecto para LBB- La dimensión del defecto en forma de grieta que se utiliza en el análisis LBB se determina de la siguiente manera: a.

Si el componente cumple con todas las condiciones descritas en el párrafo 9.5.2.2., el defecto LBB asumido puede ser definido así: 2CLBB = 2C + 2t

(9.31)

donde, C CLBB

= =

La mitad de la longitud del defecto existente (mm:in), y La mitad de la longitud del defecto a través de la pared postulado (mm:in)

b. La ecuación anterior, que se aplica a defectos superficiales y defectos incorporados, es más restrictiva que el procedimiento de recategorización del párrafo 9.3.6.6. Esta última fue aplicada a defectos que experimentaban fluencia en el ligamento. Si la falla actual fue inicialmente recategorizada como defecto a través de la pared para tener en cuenta la fluencia en el ligamento, la longitud del defecto debe ser redefinida usando (a) si se aplica un análisis LBB. 9.5.2.5 Cálculos del Área de Escape para el Análisis LBB- el área de Apertura de Grieta (COA) de un defecto a través de la pared se requiere para calcular los promedios de flujo por escape. La COA depende la geometría de la grieta (longitud efectiva, forma, orientación, etc), la geometría del componente, las propiedades del material y las condiciones de carga. a.

Los métodos de cálculo para la COA pueden ser clasificados en tres categorías: modelos elásticos lineares, modelos elásticos lineares incorporando una pequeña escala de corrección de plasticidad, y modelos elásticos- plásticos. Su precisión varía con la geometría, el tamaño de la grieta y el tipo y magnitud de las cargas aplicadas. En la referencia (9.9.19) se proporciona una comparación de estas soluciones y resultados numéricos con base en el análisis de método finito.

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b. Las siguientes ecuaciones pueden ser usadas para suministrar una aproximación conservadora para la COA si la grieta está localizada lejos de una discontinuidad estructural mayor y hay ausencia de esfuerzos de pandeo a través de la pared (ver referencia (9.9.25). Estas ecuaciones fueron derivadas empleando la teoría de pared delgada, cuerpo de poca profundidad y son válidas únicamente cuando R/t ≥ 10, y la longitud de la grieta no excede el radio del cuerpo. 1. Para una placa con una grieta de longitud (2c) que sea mucho menor que el ancho y la longitud de la placa.

2πσc COAp =

(9.32)

.

E donde: COAP c È σ v

= Área de apertura de grieta de una placa (mm 2:in2) = La mita de la longitud de un defecto a través de la pared (mm:in) = E para el esfuerzo del plano y E/(1-v2) para tensión del plano (mPa:psi) = Esfuerzo por tensión aplicado (MPa:psi) = Relación de Poisson

2. Para un cuerpo cilíndrico o esférico con un defecto a través de la pared: COAS = α (COAP)

(9.33)

Donde: COAP = Área de apertura de grieta de una placa (mm 2:in2) COAs = Área de apertura de grieta de un cuerpo (mm 2:in2) α = Factor de curvatura 3. El factor de corrección de curvatura aparece más adelante para geometrías simples (ver referencia (9.9.25) en función del parámetro de pared λ (ver ap éndice C) a) Grietas longitudinales en un cilindro (válido para λ ≤ 8):

α = 1+ 0.1λ+ 0.16 λ 2

(9.34)

b) Grietas circunferenciales en un cuerpo cilíndrico (válido para λ ≤ 5):

α = (1+ 0.117λ 2 )0.5

(9.35)

c) Grietas circunferenciales en un cuerpo esférico (válido para λ ≤ 5):

α = 1+ 0.02λ+ 0.22 λ 2

(9.36)

4. La plasticidad en la punta de la grieta tiende a alterar la longitud efectiva del escape. Por lo tanto, a menudo se requiere un factor de corrección de plasticidad γ para corregir este efecto. Las áreas de escape para una placa y cuerpo incluyendo los efectos de la plasticidad pueden ser calculados utilizando las siguientes ecuaciones donde el valor de γ en funci ón del esfuerzo aplicado normalizado, aparece en la tabla 9.7.

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2πσc COA p =

E.

γ

COAs= α(COA p)γ c.

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(9.37)

(9.38)

Los métodos alternativos para calcular la COA se cubren en las referencias (9.9.12), (9.9.17), (9.9.19), (9.9.21) y (9.9.22) Se recomienda el análisis plástico- elástico para evaluaciones precisas de la COA. Este tipo de análisis también es recomendado para calcular la COA en casos donde: 

 

La carga de membrana produzca Lr > 0.4 (los resultados de análisis elástico con la corrección de plasticidad ofrece resultados conservadores) Las geometrías complejas Configuraciones inusuales de grietas

d. Se debe considerar lo siguiente en la determinación de la COA. 1. Las soluciones para placas y cilindros efectivamente asumen que las grietas están en el centro de un cuerpo infinito. Para muchas geometrías esta será una aproximación razonable. Sin embargo, si la grieta está cerca de una discontinuidad estructural mayor (intersección de la boquilla de un tubo) entonces los efectos locales pueden influir en la COA. 2. Las propiedades medias de material deben ser usadas para proporcionar un mejor cálculo de COA. Estas propiedades deben ser relevantes respecto a la condición esperada del componente; es decir, se deben tener en consideración los cambios dependientes del tiempo, tales como procesos de degradación, de relajación y de redistribución. Las evaluaciones LBB generalmente ser realizan para grietas en soldaduras. La variación de las propiedades de material en soldaduras, la influencia del ángulo de preparación de la soldadura y la presencia de esfuerzos de soldadura residuales afectarán todas las COA. 3. Los esfuerzos de pandeo a través de la pared pueden inducir rotaciones de cara de la grieta que reducen el área efectiva de apertura de la grieta. Si ocurre el cierre completo de la grieta, no se justifica un análisis LBB. Los esfuerzos de pandeo locales significativos a través de la pared pueden estar presentes en cuerpos de pared gruesa sometidos a presión interna, asociada con discontinuidades geométricas o gradientes térmicos. Generalmente todos los modelos calculan la COA en la posición de superficie media; no tienen en cuenta el estrechamiento de grieta resultante de cargas de pandeo a través de la pared. En la referencia (9.9.14) aparece un método para tener en cuenta el estrechamiento de grieta. Los efectos del esfuerzo residual debido a la soldadura también deben ser evaluados (ver referencia (9.9.7) con respecto a las rotaciones de frente de la grieta. 4. La orientación del momento de pandeo resultante con respecto a la grieta a través de la pared debe ser considerada al determinar la COA en un cuerpo cilíndrico o cónico sometido a un momento de pandeo de sección. La orientación del momento de pandeo resultante puede ocasionar aperturas de grieta asimétricas, cierre parcial de grietas o cierre total de grieta si la grieta está ubicada totalmente en el lado compresivo de la sección de cuerpo. 5. Para geometrías de pared gruesa la presión de cara de la grieta, que tiende a abrir la grieta, será una función de la apertura de grieta; para grietas cerradas la presión media será menor que para grietas amplias. Para evaluar la significancia de la presión en la cara de grieta, se

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recomienda que el 50% de la presión interna debe ser agregado al esfuerzo de membrana en la cara de la grieta. Luego este valor debe ser reevaluado al asumir los cálculos del flujo de escape. 6. El promedio inicial de escape a través de un defecto, que ha sobrepasado el límite de presión, puede ser significativamente menor que el predicho, asumiendo una longitud uniforme de grieta igual a la longitud de defecto recaracterizada. Esto es porque cuando ocurre la falla del ligamento, el defecto puede no penetrar la pared en toda su longitud, y porque las normas de recaracterización pueden sobrestimar la longitud real del defecto. 9.5.2.6 Cálculos del Promedio de Escape para Grietas A través de la pared- El cálculo de flujo de contenido o promedio de escape a través de una grieta es un problema que involucra la geometría de la grieta, la longitud de la ruta de flujo, los efectos de la fricción de la sustancia contenida y la termodinámica del flujo a través de la grieta. En la referencia (9.9.8) se proporciona un método para calcular el promedio de escape utilizando soluciones aproximadas para flujos isotérmicos o politrópicos de gases. En la referencia (9.9.17) se presentan métodos para calcular el promedio de flujo para flujo bifásico de mezclas de vapor/agua. 9.5.2.7 Análisis de Longitud Crítica de Escape (CLL) de grietas a través de la pared- Si un escape es esperado y aceptable, y si se cumple con todas las condiciones para la metodología LBB, entonces se debe realizar el cálculo de la longitud crítica de una grieta a través de la pared para el componente bajo las condiciones de los esfuerzos prevalentes y las propiedades de material, utilizando el párrafo 9.3.4 o 9.3.4. Los criterios de aceptación del CLL depende del monitoreo de inspección y la confiabilidad y capacidad del sistema de detección de escapes.

9.6

Correctivos

9.6.1

Un análisis FFS indica la vida remanente de un componente que tenga un defecto de modo que la operación pueda ser asegurada hasta la siguiente inspección programada. La vida remanente de defectos en forma de grietas sólo puede ser determinada si se conoce la información acerca del promedio de crecimiento del defecto en el ambiente de servicio. Generalmente, esta información no está disponible para muchos de los ambientes de proceso que ocurren en la industria petroquímica o de refinería. Por lo tanto, se puede utilizar una combinación de técnicas analíticas y métodos correctivos para garantizar que un componente pueda ser operado hasta la siguiente inspección programada.

9.6.2

Las medidas correctivas para defectos en forma de grietas generalmente caen en una de las siguientes categorías. Se puede emplear uno o una combinación de estos métodos.

9.6.2.1 Método Correctivo 1- Remoción o reparación de la grieta. La grieta puede ser retirada con esmeril. La ranura resultante entonces se repara utilizando una técnica para restaurar el grosor total del material y la reparación soldada se somete a PWHT de acuerdo con el código de inspección en servicio. Alternativamente, no se requiere la reparación de la ranura si se satisfacen los requerimientos de los procedimientos de evaluación FFS de la sección 5. 9.6.2.2 Método correctivo 2- Uso de un dispositivo de tope para la grieta. Para componentes que no son un límite de presión, la forma más simple de este método es hacer perforaciones en el extremo de una grieta existente para reducir su fuerza generadora de crecimiento. Por ejemplo, este método ha sido utilizado para controlar el crecimiento de grietas en el borde de ranuras ubicadas en el soporte de un reactor coker. Para componentes presurizados, se puede agregar un dispositivo para controlar el crecimiento inestable de la grieta (por ejemplo dispositivos de tope para las grietas en tuberías, ver referencia (9.9.24)) 9.6.2.3 Método correctivo 3- realizar cambios físicos al flujo del proceso (ver sección 4, párrafo 4.6.3) Este método puede ser usado para reducir la fuerza generadora de la grieta (reducción de la presión) o proporcionar un aumento en la dureza del material en la condición asociada con el estado de esfuerzo

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más alto. Esto puede involucrar la introducción de un ciclo de encendido o apagado en caliente a los procedimientos de operación del equipo de modo que la temperatura del equipo sea lo suficientemente alta para garantizar una dureza adecuada de material en los niveles de carga asociadas con el estado más alto de esfuerzo. 9.6.2.4 Método correctivo 4- Aplicación de revestimientos sólidos de barrera para mantener el aislamiento del metal base (ver sección 4, párrafo 4.6.4). En este método, se aísla el defecto del ambiente del proceso para minimizar el crecimiento subcrítico de la grieta. 9.6.2.5 Método correctivo 5- Inyección de agua o químicos continuamente para modificar el ambiente o la superficie del metal ( ver sección 4, párrafo 4.6.5). En este método se controla el ambiente del proceso para minimizar el crecimiento de la grieta. 9.6.2.6 Método correctivo 6- Aplicación de un traslapo de soldadura (ver sección 4, párrafo 4.6.6). En este método se aplica un traslapo de soldadura en la superficie del componente opuesta a la superficie que contiene las grietas para introducir un campo de esfuerzo residual compresivo en el sitio de la grieta. (para un ejemplo ver referencia (9.9.9)) El campo de esfuerzo residual compresivo debe eliminar cualquier crecimiento futuro de la grieta. Este tipo de reparación también aumenta la integridad estructural del componente que tiene el defecto por la adición de grosor de pared extra. 9.6.2.7 Método Correctivo 7- uso de dispositivos de sellado y monitoreo de escapes.

9.7


9.7.1

En todos los casos donde el crecimiento subcrítico de grieta en servicio, esté permitido por los métodos de este documento, se requiere el monitoreo en servicio o el monitoreo en una inspección, según aplique, del crecimiento de la grieta con NDE. El método NDE aplicable dependerá del caso específico.

9.7.2

Antes de regresar al componente al servicio, se debe validar el método de monitoreo para garantizar que pueda detectar adecuadamente el tamaño del defecto en condiciones de servicio. Se deben tener en cuenta la sensibilidad del NDE y la incertidumbre en el dimensionamiento del defecto asociados con el procedimiento de monitoreo en servicio al especificar un tamaño máximo de defecto para continuar la operación.

9.8

Documentación

9.8.1

La documentación de la evaluación FFS debe incluir la información citada en la sección 2, párrafo 2.8. Los requerimientos adicionales de documentación son esenciales debido a la complejidad asociada con la evaluación. Esta información debe ser almacenada permanentemente con los registros del equipo.

9.8.1.1 Se debe documentar la siguiente información para una información de integridad estructural llevada a cabo de acuerdo con los procedimientos de esta sección. a. Nivel de Evaluación- Cualquier desviación o modificación utilizada en un nivel de análisis dado (niveles 1, 2 o 3) b. Condiciones de carga- operación normal y condición recalcada (ver apéndice A para un resumen de condiciones de carga); las cargas y esfuerzos considerados en la evaluación (esfuerzos por cargas complementarias, gradientes térmicas y esfuerzos residuales); los métodos de análisis de esfuerzo (manual o elemento finito); y categorización de resultados de esfuerzo (niveles 1,2 y 3) c.

Propiedades de material- La especificación de material del componente que contiene el defecto; esfuerzo por fluencia, esfuerzo por tensión, y dureza a la fractura a la temperatura de interés (incluyendo si la información fue obtenida por prueba directa o medios indirectos y la fuente y

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9-31

validez de los datos); y una descripción del ambiente de proceso incluyendo su efecto sobre las propiedades de material (niveles 1, 2, y 3). d. Caracterización del defecto- la ubicación, la forma y el tamaño del defecto; método NDE para dimensionamiento del defecto y provisión para errores; y si la recaracterización del defecto fue requerida o no (niveles 1, 2, y 3) e.

Factores de Seguridad Parcial- una lista de los factores de seguridad parcial utilizados en el análisis; en una evaluación de nivel 3, se debe proporcionar un resumen técnico si se usan factores alternativos en la evaluación (nivel 2 y 3)

f.

Solución de Esfuerzo de Referencia- la fuente de las soluciones de esfuerzo de referencia (solución del manual o análisis del elemento finito) utilizada en la evaluación incluyendo si se consideró el pandeo local/ global o no. (niveles 2 y 3)

g. Solución del Factor de Intensidad de Esfuerzo- La fuente de las soluciones del factor de intensidad de esfuerzo utilizada en la evaluación (niveles 2 y 3) h. Diagrama de Evaluación de Falla (FAD)- Si se utiliza la curva recomendada de nivel 2, la curva específica de material (incluyendo la fuente y validez de los datos esfuerzo- tensión), o una curva derivada del análisis J (nivel 3) i.

Crecimiento de defecto- Si se hace alguna provisión para la extensión del defecto por un mecanismo de crecimiento subcrítico de grieta (agrietamiento por corrosión o fatiga); las leyes de crecimiento de grietas y las constantes asociadas utilizadas (de publicaciones técnicas o mediciones de laboratorio) deben ser resumidas (nivel 3)

j.

Márgenes en servicio- los resultados calculados para cada condición de carga de interés y para cada categoría de análisis realizado; los puntos de evaluación deben ser exhibidos en el diagrama de evaluación de fallas apropiado (nivel 3)

k. Análisis de Sensibilidad- una lista de los parámetros utilizados para realizar estudios de sensibilidad (cargas, propiedades de material, tamaño de defecto, etc.); se deben resumir los resultados de cada estudio individual (nivel 3) 9.8.1.2 Se deben documenta todas las presunciones conservadoras utilizadas en los procedimientos de evaluación. Además todas las partidas de los procedimientos de evaluación de esta sección deben ser reportadas y justificadas por separado. Se debe hacer una declaración separada acerca de los mecanismos de falla potenciales lejos de las áreas defectuosas, si aplica. 9.8.2

Si se instituye un sistema de monitoreo en servicio debido al potencial para crecimiento subcrítico de grieta (ver párrafo 9.7) o si está instalado un sistema de detección de escape como resultado de una evaluación LBB (ver párrafo 9.5.2.7), se debe conservar la siguiente documentación con los archivos del equipo; la especificación para el sistema, los procedimientos de instalación, la validación y calibración del sistema, los procedimientos para registrar datos y todas las lecturas en servicio.

9.9

Referencias

9.10

Tablas y figuras

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Tabla 9.1 Datos Requeridos para la Evaluación de un Defecto en Forma de Grieta En este formato se suministra un resumen de la información que se debe obtener en un inspección de campo. Identificación del Equipo: Tipo de Equipo: ____recipiente presurizado____tanque______componente de tubería Tipo y ubicación del componente:

Datos Requeridos para el nivel 1 Temperatura de Evaluación (generalmente la temperatura mínima a presión total):___________________ Presión de Evaluación: Ubicación del Defecto (metal base, metal de soldadura o HAZ): Ubicación de la superficie (ID, OD o a través de la pared): Tipo de Defecto (superficial o incorporado): Orientación del defecto respecto al cordón de soldadura (paralelo o perpendicular): Longitud del defecto (2c): Profundidad del Defecto (a): Profundidad del defecto por debajo de la superficie (d- defecto incorporado): Grieta axial o circunferencial : Tratado con Calor después de soldado (PWHT): Código de Diseño: Especificación de Material Base: Especificación de Material de Soldadura: Grosor de pared: MAWP: Ambiente de Proceso: Presión y Temperatura de Diseño: Condiciones cíclicas de carga: Método de inspección- longitud de defecto: Método de inspección- profundidad de defecto: Método de inspección- profundidad de defecto debajo de la superficie Datos adicionales requeridos para nivel 2 (adicionales a los datos del nivel 1): Esfuerzo por fluencia: Esfuerzo por tensión (metal base): Dureza a la fractura (metal base): Fuente de información del material (metal base): Esfuerzo por fluencia (metal de soldadura): Esfuerzo por tensión (metal de soldadura): Dureza a la fractura (metal de soldadura): Fuente de información del material (metal de soldadura): Esfuerzo por fluencia (HAZ): Esfuerzo por tensión (HAZ): Dureza a la fractura(HAZ): Fuente de información del material (HAZ): Categoría de probabilidad de falla: Coeficiente de Variación – cargas (COVs): Factor de Seguridad Parcial- Cargas (PSFs): Factor de Seguridad Parcial- Dureza a la fractura del material (PSFs): Factor de Seguridad Parcial- Tamaño del defecto (PSFs):

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Tabla 9.2 Factores de Seguridad Parcial para la Evaluación de Defectos en Forma de Grieta Grietas poco profundas Probabilidad de Categoría de Falla

Grietas profundas Probabilidad de categoría de falla

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Notas para la tabla 9.2: 1. La profundidad del defecto es el valor máximo medido. Los factores PSF para la profundidad de defecto en esta tabla fueron establecidos considerando las distribuciones de tamaño de defecto utilizando técnicas UT tales como métodos de difracción (TOFD) o métodos de rayos enfocados. Si la exactitud de la técnica UT utilizada para determinar la profundidad de defecto es menos precisa, entonces se debe utilizar un cálculo conservador de la profundidad de defecto media en la evaluación con los factores PSF en esta tabla. 2. En la columna de Probabilidad de Categoría de Falla, P f es la probabilidad de falla y β es el índice de seguridad asociado. 3. COVs es el coeficiente de variación (desviación estándar dividido por la media) utilizado para definir la incertidumbre en la distribución de esfuerzo primario. El esfuerzo primario a utilizarse en la evaluación debe basarse en el valor promedio esperado. Se suministran tres categorías. COVs = 0.10 – la cargas primarias y los esfuerzos primarios correspondientes en la región del defecto son calculados o medidos y se conocen perfectamente. COVs = 0.20 – la cargas primarias y los esfuerzos primarios correspondientes en la región del defecto son calculados o medidos y se conocen razonablemente bien. La incertidumbre en los esfuerzos primarios se debe a las posibles variaciones en las cargas aplicadas, o a los cálculos de modelación en el análisis de esfuerzo. COVs = 0.30 – los cálculos de los esfuerzos primarios son significativamente inciertos. La incertidumbre en los esfuerzos primarios resulta de la naturaleza desconocida de las cargas aplicadas.







4. Rc es un valor de intersección para definir las regiones de pandeo plástico/ fractura por fragilidad y la categoría correspondientes de Factores de Seguridad parcial que se usan en una evaluación. 5. Rky se utiliza en conjunción con Rc para determinar los Factores de Seguridad Parcial que se usan en una evaluación (ver nota 4). La definición de Rky es dada por la siguiente ecuación: R ky =

K mean mat

σys

C u

(9.39)

Donde Cu

= Factor de conversión; si las unidades de K mean mat son ksi √ in y σ ys son psi entonces Cu = 1.0, si las unidades de K mean mat son MPa √ m y σys son MPa entonces C u = 6.268

K mean mat

= Valor promedio de dureza a la fractura del material (MPa √ m: ksi √ in)

σys

= Esfuerzo por fluencia nominal tomado como el valor mínimo especificado (MPa: psi)

6. Si la única fuente de información de dureza a la fractura es el cálculo del empalme inferior del apéndice F, párrafo F.4.4, entonces el valor medio de dureza descrito en el párrafo F.4.4.1.e debe se usado en la evaluación. Se utiliza el valor medio de dureza a la fractura porque los Factores de Seguridad Parcial se calibran contra la dureza media a la fractura. 7. Los antecedentes de los Factores de Seguridad Parcial se proporcionan en la referencia (9.9.28)

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Tabla 9.3 Información tabular para el factor ψ

Notas: Las ecuaciones para determinar el factor ψ se suministran en la tabla 9.4

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Tabla 9.4 Ecuaciones para la determinación del factor ψ (1)

Notas: 1. La ecuación para determinar el factorψ para un L definidos en la tabla.

s r aparece

2. Se puede utilizar la interpolación para valores intermedios de L

s

a continuación, y los coeficientes están

r

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Tabla 9.5 Información Tabular para el factor ø

Notas: las ecuaciones para determinar el factor ø aparecen en la tabla 9.6

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Tabla 9.5 Ecuaciones para la determinación del factor ø (1)

Notas: 1. La ecuación para determinar el factor ø para un Lsr aparece a continuación, y los coeficientes están definidos en la tabla.

2. Se puede usar la interpolación para valores intermedios de L sr

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9-39

Tabla 9.7 Factor de Corrección de Plasticidad γ

Notas: 1. La relación de esfuerzo se determina con base en la geometría del componente, las condiciones de carga y las propiedades del material (las propiedades del material sólo se requieren si el componente es indeterminado estadísticamente). Por ejemplo para un cuerpo cilíndrico o radio (R) y grosor (t) sometido a presión (p):

2. La ecuación para el factor de corrección Dugdale es:

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9-40

Figura 9.1 Nomenclatura y Formas idealizadas de Defectos en forma de grieta

Real

Idealizado

(a) Defecto a través de la pared

(b) Defecto superficial

(c) Defecto incorporado

(d) Grieta de Borde

(e) Defecto de Esquina

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Figura 9.2 Procedimiento para definir una longitud efectiva de defecto sobre un plano de Esfuerzo principal

Use la ecuación (9.1)

Use la ecuación (9.2)

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Figura 9.3 Longitud de grieta Modo I equivalente en función del ángulo β y la relaci ón de biaxialidad del esfuerzo

Notas: 1. La figura es un gráfico de la ecuación (9.1) 2. B en esta figura es la relación de esfuerzo biaxial, ver ecuación (9.3)

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Figura 9.4 Procedimiento para definir la profundidad efectiva de un defecto que esté orientado en ángulo oblicuo

Proyecte el defecto sobre el plano principal

a= Wa o, W se determina usando la figura 9.5

(a) Defecto planar en forma de grieta

Proyecte el defecto sobre el plano principal

a= Wao, W se determina usando la figura 9.5

(b) Defecto escalonado

Notas: Para un defecto incorporado, d o y d son la distancia mínima del defecto a la superficie

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Figura 9.5 Profundidad de grieta Modo I equivalente en función del ángulo θ

Notas 1. La figura es un gráfico de la ecuación (9.7) 2. Theta en esta figura es el ángulo del defecto medido desde el normal en dirección hacia dentro de la pared (ver figura 9.4)

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Figura 9.6 Procedimiento para tratar un agrietamiento ramificado

(a) Dibuje un rectángulo alrededor del área afectada

(c) Defina una longitud de defecto efectiva sobre un lano de esfuerzo rinci al

(b) idealice el área como defecto planar con longitud igual a la longitud del rectángulo

(d) Defina la profundidad efectiva del defecto con 1.2 veces la profundidad máxima de la red ramificada

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Figura 9.7 Tratamiento de Defectos en forma de grieta

(a) configuración inicial

(c) Después de proyectar los defectos interactuantes sobre un plano único

(b) Después de la aplicación de las normas de longitud equivalente de defecto del párrafo 9.3.6.2

(d) Definición de dimensiones efectivas de defectos que se superponen después de la proyección en un plano único

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Figura 9.8 Interacción de Defectos Coplanares

Configuración de defecto de múltiples grietas

Criterio para interacción

Dimensiones efectivas después de la interacción

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Figura 9.8 Interacción de Defectos Coplanares Configuación del Defecto de múltiples grietas

Criterio para interacción

Dimensiones efectivas

Proyecte los defectos sobre el mismo plano 2c = longitud total de la proyección con base en las grietas definidas por 2c1 y 2c2

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Figura 9.9 Procedimiento para recategorizar defectos que experimenten deformación del Ligamento

(a) Defecto incorporado recategorizado como defecto superficial d/t < 0.2

(b) Defecto superficial recategorizado como defecto a través de la pared cuando a s/t >0.8

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Figura 9.10 Vista general de los procedimientos para evaluar un componente con defectos en forma de grietas

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Figura 9.11 Vista General del Procedimiento de Evaluación de Nivel 2 para un defecto en forma de grieta no creciente

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Figura 9.12 Evaluación de nivel 1- Placa plana

Notas: 1. Definición de Curvas (línea sólida defecto de ¼ t, línea punteada defecto de 1-t): A- Tamaño permisible de defecto en el metal base B- Tamaño permisible de defecto en el metal de soldadura que ha estado sometido a PWHT. C- Tamaño permisible de defecto en el metal de soldadura que no ha estado sometido a PWHT. 2. La dimensión de grieta para defecto de ¼-t y 1-t aparecen en el Apéndice C, figuras C.1 y C.2. 3. Ver párrafo 9.2.2.1 para restricciones y limitaciones. 4. Las guías para establecer la Temperatura de Referencia, T ref , son cubiertas en el párrafo 9.4.4.2.e 5. La longitud máxima permitida de defecto de esta curva es 2c= 203.2 mm (8 in).

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Figura 9.13 Evaluación de nivel 1- Cilindro, unión longitudinal, defecto en forma de grieta paralelo a la unión


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Figura 9.14 Evaluación de nivel 1- Cilindro, unión longitudinal, defecto en forma de grieta perpendicular a la unión

Notas: 1. Definición de Curvas (línea sólida defecto de ¼ t, línea punteada defecto de 1-t): A- Tamaño permisible de defecto en el metal base B- Tamaño permisible de defecto en el metal de soldadura que ha estado sometido a PWHT. C- Tamaño permisible de defecto en el metal de soldadura que no ha estado sometido a PWHT. 2. La dimensión de grieta para defecto de ¼-t y 1-t aparecen en el Apéndice C, figuras C.11 y C.15 3. Ver párrafo 9.2.2.1 para restricciones y limitaciones. 4. Las guías para establecer la Temperatura de Referencia, T ref , son cubiertas en el párrafo 9.4.4.2.e 5. La longitud máxima permitida de defecto de esta curva es 2c= 203.2 mm (8 in).

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Figura 9.15 Evaluación de nivel 1- Cilindro, unión circunferencial, defecto en forma de grieta paralelo a la unión


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Figura 9.16 Evaluación de nivel 1- Cilindro, unión circunferencial, defecto en forma de grieta perpendicular a la unión


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Figura 9.17 Evaluación de nivel 1- Esfera, unión circunferencial, defecto en forma de grieta paralelo a la unión


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Figura 9.18 Evaluación de nivel 1- Esfera, unión circunferencial, defecto en forma de grieta perpendicular a la unión


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Figura 9.19 Determinación del Factor de Interacción de Plasticidad

Notas: 1. El factor de interacción de plasticidad, Ф/Фo para valor de L Pr ≤ 1.0 aparecen en esta figura. Para el valor de LPr > 1.0 mayor que 1.0, Ф/Ф o puede ser calculado utilizando la metodología del párrafo 9.4.3.2.I.1 2. Se puede utilizar la interpolación para determinar Ф/Фo para valores intermedios de L Pr y LSr

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Figura 9.20 Diagrama de Evaluación de Falla (FAD)

Intersección para aceros con una meseta de fluencia

Notas: 1. El FAD se define utilizando la siguiente ecuación:

2. La extensión del FAD sobre el eje L Pr se determina así: LPr(max) = 1.00 para materiales con meseta de punto de fluencia (exponente de endurecimiento de tensión >15), LPr(max) = 1.25 para aceros carbón- Mn, LPr(max) = 1.80 para aceros inoxidables austeníticos, y σf para otros materiales donde σf es el esfuerzo por flujo (ver apéndice F) y σys LPr(max) = σys es el esfuerzo por fluencia. El esfuerzo por flujo y el esfuerzo por fluencia se evalúan a la temperatura ambiente 3. Si no se conocen las características de endurecimiento por tensión del material , entonces L Pr(max)= 1.00 debe ser usado en la evaluación. 4. El valor de L Pr(max) puede ser aumentado para componentes redundantes (ver apéndice D, párrafo D.2.5.2.b) 5. Si LPr(max) = 1.00, entonces el FAD puede ser definido utilizando la siguiente ecuación:

6. El FAD en la línea punteada se utiliza con el procedimiento de evaluación del párrafo 9.4.3.3.

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Figura 9.21 Análisis de Ductilidad

Curva JR de material

(a) obtención de una trayectoria de los puntos de evaluación de una curva JR

Crecimiento Estable de Grieta

Inestabilidad dúctil Sin crecimiento de grieta

(b) Tres posibles resultados del análisis de ductilidad

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Figura 9.22 Vista general de los procedimientos para evaluar defectos en forma de grietas

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Figura 9.23 Metodología para el Análisis del Crecimiento de Grietas

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Figura 9.24 Análisis de Escape antes de ruptura para defectos cerca de una concentración de esfuerzo

(a) Defecto en una concentración de Esfuerzo

(b) Defecto sometido a Esfuerzos residuales altos

(c) Crecimiento de defecto predominantemente en dirección lon itudinal

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9.11

Problemas Ejemplo

9.12

Problema Ejemplo 1- Se ha encontrado un defecto en forma de grieta en el cuerpo cilíndrico de un recipiente presurizado durante una inspección programada. Más adelante se proporcionan los datos del recipiente y de inspección. El recipiente fue diseñado y construido según el Código ASME B&PV, sección VIII, División 1. Determine si el recipiente es aceptable para operación, utilizando una evaluación de nivel 1. Información del recipiente Condiciones de Diseño Diámetro Interior Grosor fabricado Pérdida Uniforme de Metal Provisión de Corrosión Futura Material Eficiencia de la Unión Soldada PWHT

= 300psi@ 650°F = 96 pulg. = 1.25 pulgs. = 0.10 pulg = 0.125 pulg = SA 516 Grado 70 = 0.85 = Sí, requerimiento de fabricación original

Datos de inspección El defecto está localizado en la HAZ de un cordón de soldadura longitudinal en el interior de un recipiente cilíndrico. El defecto está paralelo a la unión soldada. La profundidad del defecto fue establecida mediante UT; sin embargo, se obtuvieron muchos valores diferentes durante la inspección con un valor máximo reportado de 0.25 pulgs. La distancia del defecto en forma de grieta a la discontinuidad estructural más cercana es 60 pulgadas Realice una evaluación de nivel 1 según el párrafo 9.4.2.2 Paso 1- Determine la temperatura que se usará en la evaluación con base en las condiciones de operación y de diseño- basado en las restricciones de operación de la unidad, el recipiente no está totalmente presurizado hasta que la temperatura es 100°F T = 100°F Paso 2- Determine la longitud y profundidad del defecto a partir de los datos de inspección. a = 0.25” 2c = 1.1” Paso 3- Determine la figura que se utilizará en la evaluación- El defecto está localizado en un cordón de soldadura longitudinal de una recipiente cilíndrico y está paralelo a la unión soldada; por lo tanto, se usará la figura 9.13 Paso 4- Determine la curva de monitoreo   

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El defecto está localizado en la HAZ de una soldadura La profundidad de defecto máxima reportada de las mediciones UT es 0.25 pulgadas. El grosor de componente actual es 1.25” – 0.10” = 1.15” lo cual es mayor que 1.0”. Con base en los resultados NDE, esta es la profundidad máxima de defecto reportada. El defecto está en unas soldadura y el recipiente fue sometido a PWHT en el momento de la construcción.

Con base en los anterior, utilice la línea continua ¼-t de la curva B, figura 9.13

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Paso 5- Determine la temperatura de referencia- T ref puede ser establecida utilizando la tabla 3.3 y la figura 3.3 de la sección 3. ASTM A 526 Grado 70 es un material de Curva B; por lo tanto: t = 1.25” Material de Curva B

Tref ≈ 40°F

Paso 6- Determine la longitud de grieta máxima permisible utilizando la figura 9.13 (ver paso 3). Como hay variación en la profundidad medida de defecto, se utilizará la curva para un defecto de ¼-t (100°F – 40°F + 100°F) = 160°F

2c ≈ 8”

1/4t – Curva B de la figura 9.13 Paso 7- Evalúe los resultados Como (2c/curva de monitoreo = 8”) > (2c/ medida = 1.1”), el defecto es aceptable

Se satisfacen los criterios de evaluación de nivel 1 9.11.2

Problema Ejemplo 2- Se ha encontrado un defecto en forma de grieta en el cordón longitudinal de la superficie interior de un recipiente presurizado cilíndrico durante una inspección programada. Más adelante se proporcionan los datos del recipiente y de inspección. El recipiente fue diseñado y construido según el Código ASME B&PV, sección VIII, División 1. Determine si el recipiente es aceptable para operación, totalmente presurizado a 30°F. Información del recipiente Condiciones de Diseño Diámetro Interior Grosor fabricado Pérdida Uniforme de Metal Provisión de Corrosión Futura Material Eficiencia de la Unión Soldada PWHT

= 200psi@ 750°F = 120 pulg. = 1.0 pulgs. = 0.0 pulg = 0.0 pulg = SA 516 Grado 70 = 0.85 = No

Datos de inspección El defecto está localizado en la HAZ de un cordón de soldadura longitudinal en el interior del recipiente. El cordón longitudinal es una soldadura de ranura V doble. El defecto está paralelo al cordón de soldadura. La profundidad del defecto fue establecida mediante UT; se anotaron varias lecturas y el valor final para la profundidad de defecto se estableció en 0.20 in. La longitud de defecto fue establecida mediante MT y es 3.2 pulgs. La distancia del defecto en forma de grieta a la discontinuidad estructural más cercana es 30 pulgadas

Realice una evaluación de nivel 1 según el párrafo 9.4.2.2

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Paso 1- Determine la temperatura que se usará en la evaluación con base en las condiciones de operación y de diseño- basado en las restricciones de operación de la unidad, el recipiente no está totalmente presurizado hasta que la temperatura es 30°F T = 30°F Paso 2- Determine la longitud y profundidad del defecto a partir de los datos de inspección. a = 0.20” 2c = 3.2” Paso 3- Determine la figura que se utilizará en la evaluación- El defecto está localizado en un cordón de soldadura longitudinal de una recipiente cilíndrico y está paralelo a la unión soldada; por lo tanto, se usará la figura 9.13 Paso 4- Determine la curva de monitoreo   

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El defecto está localizado en la HAZ de una soldadura La profundidad de defecto máxima reportada de las mediciones UT es 0.20 pulgadas. El grosor de componente actual es 1.0”. por lo tanto, la profundidad máxima permisible de defecto para una evaluación es 0.25 (1.0 pulgs.) = 0.25 Pulgs. Con base en los resultados NDE, la profundidad máxima de defecto reportada es 0.20” El defecto está en una soldadura y el recipiente no fue sometido a PWHT en el momento de la construcción.

Con base en los anterior, utilice la línea continua ¼-t de la curva C, figura 9.13 Paso 5- Determine la temperatura de referencia- T ref puede ser establecida utilizando la tabla 3.3 y la figura 3.3 de la sección 3. ASTM A 526 Grado 70 es un material de Curva B; por lo tanto: t = 1.0” Material de Curva B

Tref ≈ 30°F

Paso 6- Determine la longitud de grieta máxima permisible utilizando la figura 9.13 (ver paso 3). Como hay variación en la profundidad medida de defecto, se utilizará la curva para un defecto de ¼-t (30°F – 30°F + 100°F) = 100°F

2c ≈ 0.2”

Curva C de la figura 9.13 Paso 7- Evalúe los resultados Como (2c/curva de monitoreo = 0.2”) > (2c/ medida = 3.2”), el defecto no es aceptable

No se satisfacen los criterios de evaluación de nivel 1 Realice una Evaluación de Nivel 2 según el párrafo 9.4.3.2 Paso 1- Evalúe las condiciones de operación y determine la presión, la temperatura y las combinaciones de cargas complementarias que se evaluarán- No hay cargas complementarias significativas, la presión es la única carga importante.

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T = 30°F P = 200 psig Paso 2- Determine la distribución de esfuerzo primario en el sitio del defecto con base en las cargas aplicadas Esfuerzo primario El defecto está localizado lejos de todas las discontinuidades estructurales mayores. Por lo tanto, el esfuerzo primario en la unión soldada perpendicular a la cara de la grieta es un esfuerzo de membrana. Del Apéndice A:

Esfuerzo primario Máximo Se ha verificado que el defecto en forma de grieta estaba en el recipiente durante un hidrotest de campo realizado con anterioridad como parte de una recalibración. Por lo tanto, el esfuerzo primario máximo es:

Esfuerzo Secundario No existen gradientes térmicos en el recipiente en el sitio del defecto, y el defecto está ubicado lejos de todas las discontinuidades estructurales mayores. Por lo tanto no hay esfuerzo secundario. Esfuerzo Residual El defecto está localizado en una soldadura en un recipiente que no estaba sometido a PWHT en el momento de la fabricación. Del apéndice E, párrafos E.3 y E.4.2.1

Paso 3- Determine las propiedades de material; esfuerzo por fluencia, resistencia tensil y dureza a la fractura. Las propiedades de material para la placa que contiene el defecto no están disponibles; por lo tanto, se utilizan el esfuerzo por tensión y el esfuerzo por fluencia mínimos especificados. Con base en la especificación y el grado del material, se establece la dureza a la fractura uì¥Á Y

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‘= ‘=qK ;3ÿÿ ÿÿÿÿ]îîî îvvvÂ ÂÂÂ8úì¥ÁY

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De la tabla 9.2 con (R ky = 2.3) > (Rc = 1.9), los Factores de Seguridad Parcial son:

El esfuerzo primario, la dureza a la fractura y el tamaño del defecto se factorizan con los Factores de Seguridad Parcial así:

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Paso 6- Calcule el esfuerzo de referencia para el esfuerzo primario. Del Apéndice C, Tabla C.1, la geometría del defecto, la geometría del componente y la condición de carga corresponden a RCSCLE2. La solución de esfuerzo de referencia para RCSCLE2 se suministra en el Apéndice D, párrafo D.5.10.

Paso 7- calcule la relación de carga (Lr) o la abscisa del FAD

Paso 8- Calcule K Pl – Del apéndice C, tabla c.1, la geometría del defecto, la geometría del componente y la condición de carga corresponden a KCSCLE2. La solución de esfuerzo de referencia para KCSCLE2 se suministra en el apéndice C, párrafo C.5.11. Observe que como la carga aplicada es un esfuerzo de membrana, sólo se requiere la información para evaluar el coeficiente de influencia Go para calcular el factor de intensidad de esfuerzo.

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Las relaciones de defecto y los parámetros para determinar el coeficiente de influencia Go tomados de la tabla C.11 son:

Los coeficientes de influencia requeridos para la evaluación son: En la base del defecto φ = 90°:

En el borde del defecto φ = 0°:

Los factores de intensidad de esfuerzo son:

En la base del defecto φ = 90°:


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Paso 9- Calcule el esfuerzo de referencia para los esfuerzos secundarios. Observe qu e σSR rfe utilizados en este cálculo se basa en el esfuerzo residual ( σr ys) del paso 2.

Paso 10- Calcule el factor de reducción de esfuerzo secundario. Observe que σ cálculo se basa en el esfuerzo primario máximo del paso 2.

P

ref usado

en este

Paso 11- Calcule K SR l . Los detalles relacionados con el cálculo del factor de intensidad de esfuerzo aparecen en el paso 8. Observe que S ref = 0.92 calculado en el paso 10 se aplica al esfuerzo de membrana secundario en este cálculo. Los factores de intensidad de esfuerzo son:



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9-102

Paso 12- Calcule el factor de interacción de plasticidad

Y,

Paso 13- Determine la relación de dureza u ordenada del punto de evaluación FAD.



Paso 14- Evalúe los resultados Paso 14.1- Determine la intersección para el eje Lr del FAD- Como no se conocen las características de endurecimiento del material, se puede utilizar el siguiente valor (ver figura 9.20, Nota 3):

Paso 14.2 Ubique el punto de evaluación en el FAD mostrado en la figura 9.20. Observe que como se utilizan los Factores de Seguridad Parcial en la evaluación en el paso 5, se puede utilizar el FAD total.

En la base del defecto φ = 90°: (Lr, Kr) = (0.58, 0.78); el punto está dentro del FAD En el borde del defecto φ = 0°: (Lr, Kr) = (0.58, 0.27); el punto está dentro del FAD Se satisfacen los criterios de evaluación de nivel 2

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9-103

SECCION 10- EVALUACION DE COMPONENTES FUNCIONANDO EN EL REGIMEN DE DEFORMACION POR FLUENCIA (ESQUEMA 4)

10.1 Generalidades_______________________________________________________________ 10.2 Aplicabilidad y limitaciones del procedimiento______________________________ 10.3 Requerimientos de información___________________________________________ 10.3.1 Generalidades___________________________________________________________ 10.3.2 Información de Diseño del Equipo Original _____________________________ 10.3.3 Historia Operacional y Mantenimiento_________________________________ 10.3.4 Información Requerida para una Evaluación FFS – Cargas y Esfuerzos____ 10.3.5 Información Requerida para una evaluación FFS – Propiedades de Material 10.3.6 Información Requerida para una Evaluación FFS – Caracterización del Daño 10.3.7 Recomendación para Técnicas de Inspección y Requerimientos de Tamaño 10.4 Técnicas de evaluación y Criterios de Aceptación____________________________ 10.4.1 Generalidades______________________________________________________ 10.4.2 Evaluación de Nivel 1________________________________________________ 10.4.3 Evaluación de Nivel 2_______________________________________________ 10.4.4 Evaluación de Nivel 3_______________________________________________ 10.5 Evaluación de Vida Remanente___________________________________________ 10.5.1 Generalidades______________________________________________________ 10.5.2 Vida de Ruptura por Deformación por fluencia_________________________________ 10.5.3 Interacción Fatiga- Deformación______________________________________ 10.5.4 Crecimiento de la fractura por Deformación__________________________ 10.5.5 Ondulación por Deformación_____________________________________________ 10.5.6 Evaluación de Fatiga-Deformación para Uniones soldadas diferentes_____ 10.5.7 Procedimientos Microestructurales____________________________________ 10.6 Correctivos____________________________________________________________ 10.7 Monitoreo en Servicio___________________________________________________ 10.8 Documentación________________________________________________________ 10.9 Nomenclaturas_________________________________________________________ 10.10 Publicaciones Referenciadas____________________________________________ 10.11 Tablas y Figuras_______________________________________________________

1 1 3 3 3 3 3 4 4 5 5 5 6 6 9 9 9 10 11 12 16 17 21 22 22 22 24 28 30

10.1 Generalidades 10.1.1

En esta sección se proporcionan los procedimientos de evaluación de competencia para el servicio (FFS) para componentes presurizados operados en el régimen de deformación por fluencia. Los límites de temperatura para los regímenes de deformación se definen en la tabla 10.1 para materiales diferentes. Los procedimientos en esta sección se pueden utilizar para calificar un componente para operación continúa o para su recalibración. En la figura 10.1 aparece un diagrama de flujo para los procedimientos de evaluación para componentes operados en el régimen de deformación por fluencia.

10.1.2

El procedimiento de evaluación FFS para componentes operados en el régimen de deformación requiere un cálculo de vida remanente. Los procedimientos de evaluación para determinar la vida remanente están dados para componentes con y sin defecto en forma de fractura sometidos a un estado permanente y a condiciones de operación cíclicas. Si el componente contiene un defecto en forma de fractura y no es operado en el régimen de deformación, entonces se puede utilizar la sección 9 para la evaluación de competencia para el servicio.

10.2


10.2.1 Los procedimientos de evaluación en esta sección se pueden utilizar para determinar la vida remanente de un componente operado en el régimen de deformación. El uso de estos procedimientos normalmente no es requerido por el diseño del equipo según un estándar o código reconocido que esté operando dentro de los parámetros de diseño original. Las condiciones que pueden garantizar una evaluación FFS incluyen: •

Alteraciones operacionales que resultan en una presión y temperatura de operación, u otras condiciones de carga que pueden resultar en el daño por deformación y que no fueron incluidas en el diseño original.

•

Pérdida del material en el componente más allá de lo previsto por el diseño original; la pérdida de metal en esta categoría puede resultar en el esfuerzo del componente por encima de aquellas originalmente contempladas por el diseño.

•

Daño por fuego que puede resultar en un evento de calentamiento de corto tiempo.

•

El descubrimiento de un defecto en forma de fractura; se deben evaluar la fabricación inicial y los defectos en forma de fractura inducidos por el servicio.

•

El descubrimiento de un LTA, daño por porosidad, defecto de alineación de soldaduras, deformación circunferencial, combas, abolladuras o la combinación abolladura-ranura que pueden producir la acumulación de óxido por deformación localizada y en fracturas subsecuentes; se deben evaluar la fabricación inicial y los defectos inducidas por el servicio.

10.2.2 Los detalles específicos pertinentes a la aplicabilidad y limitaciones de cada uno de los procedimientos de evaluación se encuentran más adelante. 10.2.2.1Los procedimientos de evaluación de nivel 1 en esta sección aplican sólo sí se satisfacen siguientes condiciones: a) b) c) d)

las

Los criterios de diseño original fueron de acuerdo con la sección 2, párrafo 2.2.2. El componente no ha sido sometido a alteraciones operacionales que no fueron consideradas en el diseño original. La pérdida de metal en el componente es menor que la prevista por el diseño original. El componente a estado o no sometido a daño por fuego, y los procedimientos de evaluación de la sección 11 han sido satisfactorios.

e) • • • • •

El componente no contiene: Una LTA o un defecto en forma de ranura Daño por porosidad Defecto de alineación de soldaduras, deformación circunferencial o comba que excedan las tolerancias del código del diseño original. Una abolladura o la combinación abolladura-ranura Un defecto en forma de fractura.

10.2.2.2Los procedimientos de evaluación de nivel 2 en esta sección aplican sólo si se cumplen las siguientes condiciones: a) b) c) d) e)

Los criterios de diseño original están de acuerdo con la sección 2, párrafo 2.2.2 Un historial del componente que incluya condiciones de operación pasadas y futuras. El componente ha sido sometido a menos de 100 ciclos de operación incluyendo condiciones de encendido y apagado. El componente no contiene ninguno de los efectos incluidos en el párrafo 10.2.2.1.e. Las propiedades del material para el régimen de deformación están disponibles para determinar la vida remanente.

10.2.2.3Una Evaluación de Nivel 3 se debe desarrollar cuando los métodos 1 y 2 no pueden ser aplicados o cuando estas evaluaciones producen resultados demasiado conservadores. a) Las condiciones que normalmente requiere una evaluación de nivel 3 incluyen lo siguiente. • Técnicas de análisis de esfuerzo avanzadas para definir el estado de esfuerzo debido a la geometría y/o a las condiciones de carga • El componente está sometido a operación cíclica • El componente contiene un defecto incluido en el párrafo 10.2.2.1.e. Se cuenta con un procedimiento de evaluación detallada para un defecto en forma de fractura; sin embargo, este procedimiento no se puede utilizar para evaluar defectos en forma de fractura causados por corrosión por esfuerzo, acuñamientos oxidados o fenómenos ambientales similares b) Los procedimientos de evaluación de nivel 3, con excepción del procedimiento para la evaluación de soldaduras de metal disimilares, se pueden utilizar para evaluar componentes que contengan los tipos de defectos incluidos en el párrafo 10.2.2.1.e. Se cuenta con un procedimiento separado para evaluar componentes con un defecto en forma de fractura.

10.3


10.3.1

Generalidades

10.3.1.1La evaluación del nivel 1 es un criterio seleccionado con base en el diseño original del componente, las condiciones de operación pasadas y futuras y la caracterización del defecto. Esta evaluación se puede implementar con base en la siguiente información. • •

Información de diseño del equipo original (ver párrafo 10.3.2) Historia de operación y mantenimiento (ver párrafo 10.3.3)

10.3.1.2La información recogida se requiere para desarrollar una evaluación de nivel,2 o 3. Los detalles con respecto a la información requerida se encuentran en los párrafos 10.3.2 a 10.3.6. La precisión de esta información y las condiciones de esfuerzo determinarán una correcta evaluación dados los procedimientos de esta sección. 10.3.2

Información De Diseño Del Equipo Original En la sección 2, párrafo 2.3. aparece una vista general de la información del equipo original que se requiere para una evaluación.

10.3.3

Historia Operacional y de Mantenimiento

10.3.3.1La vista general de la historia de operación y mantenimiento que se requiere para una evaluación se encuentra en la sección 2 p árrafo 2.3.2. 10.3.3.2Se requiere de una definición precisa de la historia de operación para desarrollar una evaluación de competencia para el servicio de un componente operado en un régimen de deformación por fluencia. Esta historia de operación debe incluir una descripción precisa de las temperaturas de operación, presiones, cargas complementarias y el período de tiempo correspondiente para todos los eventos significativos. Estos eventos incluyen encendido, operación normal, condiciones de alteración y apagado. Además la historia de operación debe incluir la información histórica de operación pasada y planeada a futuro. 10.3.4

Información Requerida para una Evaluación FFS – Cargas y Esfuerzos

10.3.4.1 Se requiere un análisis de esfuerzo para una evaluación de nivel 2 o 3. a)

Evaluación de nivel 2- Se requiere un análisis de esfuerzo elástico. Se pueden utilizar soluciones del manual si estas representan adecuadamente la geometría del componente y las condiciones de carga. Por ejemplo, el estado de esfuerzo en un recubrimiento cilíndrico o esferoidal se puede computar utilizando las ecuaciones de la tabla 10.2 de lo contrario, se pueden utilizar técnicas de análisis numérico tales como el método de elemento finito para determinar el campo de esfuerzo en la grieta. b) Evaluación de nivel 3- Con excepción de tubos calentados por fuego y otros cuerpos sometidos a presión, se requiere un análisis de esfuerzo utilizando técnicas de análisis numérico tales como un método de elemento finito para determinar el estado de esfuerzo en discontinuidades estructurales mayores donde el daño por deformación o el crecimiento de fractura por deformación se manifiesta normalmente. En estos casos se recomienda que este análisis incluya los efectos de plasticidad y deformación contemplados para la redistribución de esfuerzos que ocurren en el régimen de deformación. Esto es particularmente importante porque los esfuerzos a discontinuidad estructural mayor descansan en magnitudes que son significativamente menores a aquellas computadas utilizando un cálculo de esfuerzo elástico. Si los resultados de esfuerzo se utilizan directamente en el procedimiento de evaluación y la vida remanente de este procedimiento es sensible a la magnitud del esfuerzo y los resultados de un análisis elástico normalmente sobrestiman el daño por deformación y resultan en un cálculo conservador de vida remanente. 10.3.4.2

10.3.5

La información adicional con respecto a un análisis de esfuerzo para un componente que contiene un defecto en forma de fractura se encuentra en la sección 9, párrafo 9.3.

Información Requerida para una Evaluación FSS – Propiedades del Material

10.3.5.1Una revisión de la información del material requerida para desarrollar una evaluación de vida remanente se encuentra en el apéndice F, párrafo F.7 y se resume más adelante. La información del material que se encuentra en el apéndice F es tomada de la información Omega del Proyecto MPC que está basado en una aproximación tensión - promedio y la información de vida de ruptura por deformación tomada del API RP 530. Ambos tipos de información se pueden utilizar en los procedimientos de evaluación de nivel 2 o 3 para determinar la vida remanente. Sin embargo, si el componente tiene un defecto en forma de fractura, los procedimientos de evaluación del nivel 3 requieren el uso de la información Omega del Proyecto MPC. La información Omega del proyecto también se requiere en un análisis de ondulación por deformación de nivel 3. • Información Omega del Proyecto MPC- Esta información se da en términos de un parámetro de daño y en un parámetro de promedio - tensión, se sugiere un método para analizar las propiedades mínimas y de promedio.

•

Información de Ruptura por Deformación- Está dada para propiedades mínimas y de promedio en términos del parámetro Larson-Miller.

10.3.5.2Como se vio anteriormente, se requiere la descripción precisa de la historia de operación de un componente para desarrollar una evaluación de vida remanente. La historia de operación con un futuro planeado se puede definir fácilmente; sin embargo, en varios casos no se puede hacer una descripción adecuada de la historia de operación pasada. Para manejar este problema, el programa Omega del Proyecto MPC desarrolló una prueba de protocolo para evaluar los parámetros del material en una evaluación de vida remanente. Esta prueba requiere de la toma de muestras del material de una ubicación en la que el componente fue sometido al daño por deformación más alto. Esta ubicación normalmente está asociada con la temperatura más alta y/o ubicación de esfuerzo. Cuando una prueba Omega se desarrolla en una muestra de material del componente, se determinan los parámetros Omega del material y se incluyen los efectos de daño por deformación asociados con operaciones anteriores. Por lo tanto, realizando una prueba Omega, el problema de vida remanente es “desplazado” de modo que no sea necesario evaluar las condiciones de operación hasta el momento de la prueba (ver figura 10.2). Esta característica del método Omega MPC brinda un manejo adecuado para un daño por deformación en una operación pasada, sin tener que saber como fue operado el componente. 10.3.5.3La información del material tomada del p rograma Omega del Proyecto MPC (ver apéndice F, párrafo 7) se puede utilizar directamente en un modelo de comportamiento por deformación en un análisis no lineal de elemento finito implementando la ecuación que se muestra más adelante. Esta ecuación brinda una relación tensión – endurecimiento para el rango de tensión por deformación (el rango de tensión por deformación actual es una función del esfuerzo actual, temperatura y el rango de tensión por deformación acumulado) y se puede utilizar directamente en programas de computador para elementos finitos que utilicen COMO solución del problema por deformación un algoritmo de integración de tiempo implícito o explícito. ε c =ε co exp [Ω om ε c ]

(10.1)

10.3.5.4Si el componente contiene un defecto en forma de fractura, se requieren los parámetros de la ecuación de crecimiento de fractura por deformación. Las recomendaciones se encuentran en el apéndice F, párrafo F.7. Además, se requiere de la dureza a la fractura y de una evaluación del defecto, utilizando el FAD con base en los procedimientos de evaluación de la sección 9. Se debe tener en cuenta que aunque la fractura por fragilidad no esté aparentemente a una temperatura elevada, esta puede ser posible durante la fase de encendido o apagado del ciclo. Adicionalmente, la evaluación FAD se requiere para poner un límite en el pandeo plástico de un componente que contenga un defecto en forma de fractura. 10.3.6

Información Requerida para una Evaluación FFS- Caracterización del Daño

10.3.6.1Requerimientos Generales para todos los componentes

ACTUALMENTE EN DESARROLLO 10.3.6.2Requerimientos complementarios para un componente con un defecto en forma de fractura

ACTUALMENTE EN DESARROLLO 10.3.7 Recomendaciones para Técnicas de Inspección y Requerimientos de Tamaño

10.3.7.1Requerimientos generales para todos los componentes

ACTUALMENTE EN DESARROLLO 10.3.7.2Requerimientos complementarios para un componente con un defecto en forma de fractura.

ACTUALMENTE EN DESARROLLO 10.4


10.4.1

Generalidades Los procedimientos de evaluación de competencia para el servicio utilizados para evaluar la vida remanente de un componente operado en el régimen de deformación por fluencia se describen más adelante. Los tres niveles de evaluación utilizados para evaluar el daño por deformación se basan en los datos y detalles requeridos por el análisis, si el componente contiene un defecto en forma de fractura, el grado de complejidad requerido para una situación dada y el riesgo percibido (ver API 581). •

Las evaluaciones de nivel 1 están basadas en una comparación de las condiciones de operación para un límite más bajo del régimen de deformación a temperatura de intersección. Además, una revisión de las propiedades del material en términos de dureza o contenido de carbón y un examen visual del componente se hacen con el fin de evaluar el potencial de daño por deformación basado en la distorsión de un componente y en las características del material tales como decoloración o escareamiento. • Las evaluaciones de nivel 2 se pueden utilizar para estructuras de recubrimiento general donde los componentes de esfuerzo puedan ser computados fácilmente utilizando una teoría de elasticidad, de las soluciones cerradas (cuerpo cilíndrico o tubo de calentador por fuego) o del análisis de elementos finito. • Las evaluaciones de nivel 3 se pueden utilizar para evaluar aquellos casos que no reúnen los requerimientos de evaluación de los niveles 1 o 2. Un análisis de esfuerzo detallado se requiere para evaluar el daño por deformación o el crecimiento de la fractura por deformación a una discontinuidad estructurar mayor. 10.4.2


10.4.2.1El criterio de aceptación de nivel 1 se basa en las condiciones de diseño original del componente. a) b)

Si la temperatura de operación del componente está por debajo del valor de la tabla 10.1, entonces se cumple el criterio de evaluación de nivel 1. Si el componente fue diseñado originalmente para temperaturas mayores que los valores en la tabla 10.1, el criterio de evaluación de n ivel 1 se cumple sí: • Si en componentes fabricados con materiales de baja aleación y acero carbón, la dureza es mayor que los valores incluidos en la tabla 10.1. • Si en componentes fabricados con aceros inoxidables austeniticos y aceros de baja aleación, el contenido de carbón es mayor que los valores incluidos en la tabla 10.1.

10.4.2.2Si el componente no reúne los requerimientos de evaluación de nivel 1, entonces se debe tener en cuenta lo siguiente: • •

Recalibración, reparación, reemplazo o retiro del componente. Desarrollo de una evaluación de nivel 2 o 3

10.4.3


10.4.3.1Los siguientes métodos de análisis se pueden utilizar para evaluar un componente operado en el régimen de deformación utilizando métodos de análisis de esfuerzo elástico lineal. La evaluación se puede hacer con base en los esfuerzos en un punto del componente y en el tiempo y temperatura de operación asociados. 10.4.3.2El procedimiento de evaluación de este párrafo brinda una aproximación sistemática para evaluar el daño por deformación para cada ciclo de operación que es aplicado al componente. El total de daño por deformación se computa como la suma de los daños por deformación calculados para cada ciclo. Una revisión de resistencia separada también se incluye para asegurar que el esfuerzo no excede el límite de resistencia a la flexión. 10.4.3.3El daño por deformación basado en los resultados de un análisis de esfuerzo se computan de la siguiente manera: a)

b)

PASO 1 - Se determina una historia de carga basada en operaciones pasadas y planeadas a futuro. El histograma debe incluir todas las cargas de operación significativas y eventos que son aplicados al componente. Si hay ciclo de operación, el histograma de carga se debe dividir entre los ciclos de operación como se muestra en la figura 10.3. Se define K como el número total de ciclos de operación. PASO 2 – Para el ciclo de operación actual k , se determina el tiempo total del ciclo, t. k , y se divide el ciclo entre un número de incrementos de tiempo, t n como se muestra en la figura 10.4. Se define N como el número total de incrementos de tiempo en el ciclo de operación k. 1)

Los incrementos de tiempo que se utilizan como modelos para el ciclo de operación deben ser lo suficientemente pequeños para capturar todas sus variaciones significativas. Entre más pequeño sea el incremento de tiempo, es más precisa la predicción de vida remanente. 2) Si el componente está sometido a corrosión o erosión, los incrementos de tiempo deben ser lo suficientemente pequeños para detectar cambios en el grosor de la pared. c) PASO 3 – Se determina la temperatura, T n y se computan los componentes de esfuerzo para el incremento de tiempo tn • Las ecuaciones para el esfuerzo principal en un recubrimiento esférico y cilíndrico se muestran en la tabla 10.2 • E l esfuerzos principales también se computan utilizando un análisis de elemento finito d)

PASO 4 – Se determina el esfuerzo principal, se ordenan estos esfuerzos tales que y se computa el esfuerzo efectivo utilizando la siguiente ecuación:

e)

PASO 5- Se verifica que el valor de esfuerzo efectivo, σ n e sea menor que el valor de resistencia a la flexión, σ ys, evaluado en temperatura T n al incremento de tiempo t n . Si σ n e ≥ σ ys , entonces ir al paso 11; de lo contrario proceder con el paso 6.

f)

PASO 6- Se determina la vida remanente en el nivel de esfuerzo σ n e y temperatura T n para incremento de tiempo t n utilizando la información de ruptura por deformación para el material (ver apéndice F), y se designa este valor como Ln Si la información Omega del Proyecto MPC se utiliza en esta evaluación (ver apéndice F, párrafo F.7.3),, entonces el tiempo para ruptura se da por:

•

σ 1

≥ σ 2 ≥ σ 3

•

Si la información de ruptura por deformación se da en términos del parámetro Larson-Miller (ver apéndice F, párrafo F.7.1) entonces el tiempo para ruptura se da en la ecuación que vemos más adelante. También pueden ser utilizadas otras fuentes de información de ruptura por deformación en función de tiempo y nivel de esfuerzo.

Donde

g) h)

PASO 7- Se repiten los pasos 3 a 6 para cada incremento de tiempo t n en el ciclo de operación k th para determinar el tiempo de ruptura, L n PASO 8 – Se computa el daño por deformación acumulado para todos los puntos en el ciclo k th utilizando la ecuación que se muestra a continuación. En la siguiente ecuación, t n se define

como el incremento de tiempo donde el componente está expuesto a un nivel de esfuerzo σ n e a una temperatura de operación correspondiente t n, y Ln es la vida remanente permisible a esta temperatura basado en la información del material.

i)

PASO 9- Se repiten los pasos 2 a 8 para cada uno de los ciclos de operación definidos en el paso 1 j) PASO 10- Se computa el daño por deformación total para todos los ciclos de operación

k)

PASO 11 – La predicción del daño por deformación es completa para esta ubicación en el componente. El daño por deformación `permisible, D c permisible normalmente se toma como 1.0 a menos que se justifique un valor alternativo • Si σ n e ≥ σ ys es para cualquier punto en la historia de operación, entonces el componente no es aceptado para operación continua y se debe reparar o retirar. • Si el daño por deformación total D c total es menor que el daño por deformación permisible, D c permicible , entonces el componente se puede aceptar para operación continua. La vida remanente de operación se puede determinar analizando ciclos de carga adicionales y determinando el tiempo en el cual D c total = D c permisible. • Si el daño por deformación total, D c total es mayor que el daño por deformación permisible, D c permisible, entonces la vida del componente se limita al tiempo correspondiente para D c total = . D c permisibles. Si este tiempo es menor que el tiempo de operación actual, el componente se debe reparar o retirar.

10.4.3.4Si el componente no reúne los requerimientos de evaluación de nivel 2, entonces se debe considerar lo siguiente o sus combinaciones: • •

Recalibrar, reparar, reemplazar, o retirar el componente. Se ajusta la corrosión permisible futura; se debe tener en cuenta que esto no aplica sí D c total D c permisible con base en el tiempo de operación actual. • Se implementa una evaluación de nivel 3 10.4.4

≥


10.4.4.1 Los procedimientos de evaluación de nivel 3 brindan formas para evaluar la vida remanente de un componente utilizando técnicas avanzadas de análisis de esfuerzo. Además, de la excepción del procedimiento para la evaluación de soldaduras de metales diferentes, estos procedimientos se pueden utilizar para evaluar un componente que tenga uno o más de los defectos incluidos en el párrafo 10.2.2.1e). Si el defecto es volumétrico (LTA, daño por porosidad, defecto de alineación de soldadura, deformación circunferencial, comba, hendiduras o la combinación hendidura-fisura) entonces el modelo de análisis de esfuerzo utilizado para evaluar la vida remanente debe incluir el defecto para que esos esfuerzos localizados y tensiones sean tenidos en cuenta. Estos resultados de esfuerzo se utilizan luego en la evaluación. Si el componente tiene un defecto en forma de fractura, entonces el análisis de esfuerzo utilizado para la vida remanente se puede basar en un análisis de cuerpo no fracturado. Los efectos de fractura se deben tener en cuenta para los procedimientos de evaluación. 10.4.4.2 Como en el caso de la evaluación del nivel 2, el modo de defecto predominante para componentes operados en el régimen de deformación es la ruptura. Si el componente está sometido a una

operación cíclica, se necesita evaluar el efecto de interacción fatiga-deformación. Estos mecanismos de daño involucran un modo de defecto basado en tiempo; por lo tanto, se necesita evaluar la vida remanente como parte de la valoración. Para propósitos de organización, los procedimientos de evaluación de nivel 3 para determinar la vida remanente de un componente se encuentran en el párrafo 10.5.

10.5


10.5.1

Generalidades

10.5.1.1Un cálculo de vida remanente se requiere para todos los componentes operados en el régimen de deformación. Los procedimientos de evaluación del párrafo 10.4 para componentes sometidos a condiciones de carga donde el estado de esfuerzo se puede computar utilizando un análisis elástico lineal y no ocurre una redistribución de esfuerzos significativa. Además, estos procedimientos de evaluación se limitan a componentes que no están sometidos a operación cíclica y/o componentes que no contienen un defecto en forma de fractura. 10.5.1.2Los procedimientos de evaluación descritos en este párrafo brindan una mejor aproximación de la integridad estructural de un componente operado a temperaturas elevadas. Los cinco procedimientos de evaluación son: • Vida de ruptura por deformación por fluencia: Este procedimiento de evaluación se utiliza para componentes que están sometidos a un estado permanente de operación en el régimen de deformación por fluencia el cual no tiene defectos en forma de fractura. Se recomienda para esta evaluación un análisis de esfuerzo no lineal donde el comportamiento del material deformado sea el modelo. Si se utiliza un análisis de esfuerzo lineal, se recomienda la metodología contenida en el párrafo 10.5.1.3.a. • Interacción fatiga-defornación: Este procedimiento de evaluación se utiliza para componentes que están sometidos a operación cíclica en el régimen de deformación por fluencia y no tienen defectos en forma de fractura. Se recomienda para esta evaluación un análisis de esfuerzo no lineal donde el comportamiento del material con deformación por fluencia sea el modelo. Si se utiliza un análisis de esfuerzo lineal, se recomienda la metodología contenida en el párrafo 10.5.1.3.a. • Crecimiento de Fractura por Deformación por fluencia: Este procedimiento de evaluación se utiliza para componentes que están sometidos a un estado permanente u operación cíclica en el régimen de deformación por fluencia el cual contiene defectos en forma de fractura. Se recomienda para esta evaluación un análisis de esfuerzo no lineal donde se modele el comportamiento de material con deformación por fluencia. • Ondulación por Deformación por fluencia: Este procedimiento de evaluación se utiliza para determinar el tiempo al cual un componente en el régimen de deformación por fluencia puede estar sometido a inestabilidad estructural debido a un campo de esfuerzo compresivo. El procedimiento se puede utilizar para un componente con o sin un defecto en forma de fractura. • Evaluación Fatiga-Deformación por fluencia de uniones de Soldadura diferentes: Este procedimiento de evaluación se puede utilizar para definir la conveniencia de una unión de soldadura disimilar en un componente operado en el régimen de deformación por fluencia. 10.5.1.3Los procedimientos de evaluación reconocidos que se encuentran más adelante se pueden utilizar como una alternativa para los procedimientos del párrafo 10.5.1.2. Otros procedimientos de evaluación que se pueden u tilizar si la tecnología está dirigida adecuadamente al mecanismo de daño, pueden determinar la vida remanente y una documentación adecuada que revele todas las consideraciones utilizadas en la evaluación. • • •

Código ASME, sección III, subsección NH (ver sección 1. Tabla 1.1) Eléctrica nuclear R-5 (ver sección 1, tabla 1.1) BS 7910 (ver sección 1, tabla 1.1)

• •

EPRI Vida Remanente Remanente de partes Presurizadas Presurizadas de una CalderaCaldera- Estudios de Crecimiento Crecimiento de Fractura 8: WRC 440 Una síntesis de los métodos de evaluación de fractura propuestos en el Código Francés RCC-MR para alta temperatura 10

10.5.1.4Las 10.5.1.4Las guías y recomendaciones están dadas para estimar la vida remanente de un componente utilizando aproximaciones microestructurales. microestructurales. 10.5.1.5Se 10.5.1.5Se debe realizar un análisis de sensibilidad (ver sección 2, párrafo 2.4.3.1) como parte de la evaluación del método escogido. • Los procedimientos de evaluación evaluación en esta sección no contienen recomendaciones para márgenes márgenes en servicio que se deban aplicar al cálculo de vida remanente. remanente. Si se recomienda que el margen sea puesto en la predicción de vida remanente en cambio de las variables independientes de la solución (tiempo en servicio, esfuerzo aplicado, temperatura, etc.). • Los cálculos de vida vida remanente en el régimen régimen de deformación deformación por fluencia son sensibles sensibles a información de materiales, materiales, esfuerzos esfuerzos aplicados y temperatura correspondiente. correspondiente. Por lo tanto, los estudios de sensibilidad se deben desarrollar para evaluar la interacción de estas variables con respecto a la predicción de vida remanente. • Se puede confiar en la evaluación cuando sea posible utilizar un análisis de sensibilidad para demostrar que los cambios pequeños en las variables independientes no conducen a reducciones dramáticas en el cálculo cálculo de vida remanente de un componente. Una confianza adicional se se puede obtener cuando las predicciones al final de un periodo de inspección apropiado indican que el daño por deformación por fluencia o crecimiento de la fractura en el caso que un componente contenga un defecto, no es tan acelerando de tal forma forma que conduzca a un defecto inminente. inminente. • Un análisis de sensibilidad debe tener en cuenta los efectos en la evaluación de consideraciones diferentes. Por ejemplo, puede haber imprecisiones imprecisiones en las condiciones condiciones de carga en servicio servicio incluyendo temperaturas y tiempo en servicio asociados; la información de materiales extra para condiciones de servicio, servicio, la naturaleza, tamaño y apariencia apariencia del defecto en forma de fractura fractura y otras variables introducidas. 10.5.2

Vida de Ruptura por Deformación por fluencia

10.5.2.1El 10.5.2.1El siguiente procedimiento de análisis se puede utilizar para evaluar un componente operado en el régimen de deformación deformación por fluencia utilizando los resultados de un análisis de esfuerzo. esfuerzo. La evaluación se puede hacer con base en los esfuerzos y tensiones en un punto del componente y el tiempo de operación y temperatura temperatura asociados. Si se utiliza en la evaluación evaluación un análisis de esfuerzo no lineal, se requiere un modelo modelo de material para estimar estimar las tensiones por deformación deformación por fluencia en el componente como una función de esfuerzo, temperatura temperatura y tensión por deformación deformación por fluencia acumuladas (modelo de endurecimiento por tensión, ver 10.3.5.3) o tiempo (modelo de endurecimiento por tiempo). tiempo). Se debe incluir en el el procedimiento una revisión revisión de resistencia resistencia si se utiliza un análisis de esfuerzo no lineal que incorpore los efectos de plasticidad y deformación por fluencia para determinar los esfuerzos para la evaluación. 10.5.2.2El 10.5.2.2El procedimiento de evaluación en este párrafo brinda una aproximación sistemática para evaluar el daño por deformación por fluencia fluencia para cada cada ciclo ciclo de operación aplicado al componente. El daño por deformación por fluencia total es computado como la suma de los daños por deformación por fluencia calculados para cada ciclo. 10.5.2.3El 10.5.2.3El daño por deformación por fluencia con base en el resultado de un análisis de esfuerzo se puede computar utilizando el procedimiento de evaluación que se se muestra a continuación. Este procedimiento es similar al procedimiento en el párrafo 10.4.3.3 10.4.3.3 excepto para los pasos 5 y 11. a) Paso 1 – Se determina una historia de carga con base en operaciones pasadas y planeadas a futuro. El histograma histograma de carga debe incluir todas todas las cargas de operación significantes significantes y eventos que estén aplicados aplicados al componente. Si hay operación operación cíclica, el histograma de carga carga se debe dividir entre entre los ciclos ciclos de operación como se muestra muestra en la figura 10.3. 10.3. Se define K como el número total de ciclos de operación (ver párrafo 10.4.3.a).

b)

PASO 2 – Para el ciclo de operación actual k, se determina el tiempo del ciclo total, t k y se divide el ciclo entre un número de incrementos de tiempo, t n como se muestra en la figura 10.4 (ver párrafo 10.4.3.3.b).

c)

PASO 3 – Se determina la temperatura T n y se computan computan los componentes componentes de esfuerzo σ y al n incremento de tiempo t (ver párrafo 10.4.3.3.c).

d)

PASO 4 – Se determina el principio principio de esfuerzo, el rango de estos esfuerzos tal que σ 1 ≥σ 2 ≥σ 3 y se computa el esfuerzo efectivo (ver párrafo 10.4.3.3.d) PASO 5 – Si una evaluación evaluación se basa en los resultados de un análisis de esfuerzo elástico,

e)

n

entonces se verifica que el valor de esfuerzo efectivo, σ e sea menor que el valor de la n n n resistencia a la flexión, σ ys evaluado a temperatura T en incremento de tiempo t . Si σ e ≥σ ys ys , entonces ir al paso 11; de lo contrario proceder con el paso 6. f)

g)

n

PASO 6- Se determina determina la vida remanente al nivel nivel de esfuerzo σ e y temperatura T en n incremento de tiempo t utilizando la información de ruptura por deformación por fluencia para n el material y designando este valor como L como L (ver párrafo 10.4.3.3.f). n PASO 7 – Se repiten los pasos 3 a 6 para cada incremento de tiempo t para determinar el n

tiempo de ruptura L ruptura L . h) PASO 8 – Se computa el daño por deformación por fluencia acumulado para todos los puntos th en el ciclo k ciclo k (ver párrafo 10.4.3.3.h) i) PASO 9- Se repiten los pasos 2 a 8 para cada uno de los ciclos de operación definidos en en el paso 1. j) PASO 10 - Se computa el daño por deformación deformación por fluencia fluencia total total para todos todos los ciclos ciclos de operación (ver párrafo 10.4.3.3.j) k) PASO 11 – La predicción de daño por deformación por fluencia es completa para esta ubicación en el componente. Se determina la aceptabilidad aceptabilidad para operación continua utilizando los criterios del párrafo 10.4.3.3.k). 10.4.3.3.k). Nótese que en este criterio, criterio, el análisis de resistencia resistencia basado en el esfuerzo efectivo no es necesario si los esfuerzos en la evaluación se computan utilizando un análisis de esfuerzo no lineal que incluya los efectos de plasticidad y deformación por fluencia. 10.5.2.4Además 10.5.2.4Además de satisfacer los criterios de daño del párrafo 10.5.2.3, un límite en el total acumulado de tensiones inelásticas inelásticas se debe implementar implementar para un valor que no exceda la operabilidad operabilidad del componente. El límite sugerido para las tensiones acumuladas se encuentra en el apéndice B párrafo B.3.4.1.b. 10.5.3

Interacción Fatiga - Deformación por fluencia

10.5.3.1 Si hay operaciones cíclicas significativas significativas durante el periodo de operación, operación, entonces se debe evaluar los efectos de daño por fatiga y deformación por fluencia combinados. El procedimiento de evaluación del del párrafo 10.5.2 (ver ecuación ecuación (10.17)) se puede utilizar para evaluar la parte con deformación por por fluencia del daño y el procedimiento procedimiento de evaluación del apéndice B, párrafo B.5, se puede utilizar para evaluar la parte con fatiga del daño. La combinación de daño por fatiga y deformación por fluencia fluencia se evalúa utilizando la combinación combinación que se muestra a continuación. continuación. La permisible normalmente se toma fracción de daño por fatiga-deformación por fluencia permisible D cf como 1.0 a menos que se justifique un valor valor alternativo. f

nk

K

Dtotalcf =

∑ K=l

( Dk c)f +

≤ Dallowcf

(10.18)

k

N

Donde f = 0.3 Para aceros carbón y de baja aleación f = 0.5 Para aceros inoxidables austeniticos y de alta aleación

(10.19) (10.20)

10.5.3.2 Además de satisfacer el criterio de daño de la ecuación 10.18, se debe implementar un límite acumulado en el total de tensiones inelásticas para un valor que no exceda la operabilidad del componente, ver párrafo 10.5.2.4. 10.5.4

Crecimiento de Fractura por Deformación por fluencia

10.5.4.1 El siguiente procedimiento de análisis se puede utilizar para evaluar un componente operado en el régimen de deformación deformación por fluencia utilizando utilizando métodos de análisis de esfuerzo esfuerzo no lineales. La evaluación se puede hacer con base en los esfuerzos esfuerzos y tensiones de un punto en el componente y la operación asociada tiempo y temperatura. 10.5.4.2 En el análisis de esfuerzo no lineal, se requiere un modelo de material para estimar las tensiones de deformación por fluencia en el componente como una función de esfuerzo, temperatura y tensión por deformación por fluencia acumulada (modelo de endurecimiento por tensión) o tiempo, (modelo de endurecimiento por tiempo). tiempo). Si los esfuerzos acumulados exceden exceden el esfuerzo de flexión del material material en temperatura, se debe incluir la plasticidad en el modelo de material. 10.5.4.3 El daño por deformación por fluencia basado en los resultados de un análisis de esfuerzo se computa de la siguiente forma: a) PASO 1- Se determina determina una historia historia de carga con con base en operaciones operaciones pasadas y planeadas a futuro. El histograma de carga debe incluir todas las cargas de operación significativas y eventos que sean aplicados al componente. Si hay operación cíclica, el histograma de carga se debe dividir entre los ciclos de información. b) PASO 2Se determinan determinan las propiedades del material, material, esfuerzo esfuerzo de flexión, resistencia de tensión, dureza a la fractura (ver sección 9, párrafo 9.3.5) y las propiedades de deformación deformación por fluencia (ver apéndice apéndice F, párrafo párrafo F.7). La flexión y resistencia de tensión se establecen establecen utilizando valores nominales (el mínimo según la especificación del material si los valores actuales se desconocen) y la dureza se basa en el valor promedio (ver sección 9, tabla 9.2, nota 6). c) PASO 3- Se determina el daño en el material adelante de la fractura antes del agrietamiento,

D pc. •

Si el componente no está en una operación cíclica, cíclica, entonces el daño antes del agrietamiento agrietamiento es el daño por deformación por fluencia computado utilizando el procedimiento del párrafo 10.5.2. El daño por deformación por fluencia se computa utilizando la ecuación que se muestra a continuación (ver ecuación 10.17) donde K donde K bc bc es el número total de los ciclos de operación antes del agrietamiento.

•

Si el componente está sometido a operación cíclica entonces el daño antes del agrietamiento por fatiga-deformación fatiga-deformación se computa utilizando utilizando el procedimiento del párrafo párrafo 10.5.2 en conjunción con el párrafo 10.5.3.1. 10.5.3.1. El daño por por fatiga-deformación fatiga-deformación se computa computa utilizando la ecuación que se muestra a continuación (ver ecuación(10.18)) donde K donde K bc bc es el número total de ciclos de operación antes del agrietamiento

d)

PASO 4- Se determinan determinan las dimensiones del defecto en forma de grieta grieta a partir de los datos de inspección, a bc y c o . El defecto se categoriza utilizando el procedimiento de la sección 9, párrafo 9.3.6.2. Se inicia la medición de las dimensiones del defecto y el tiempo de arranque para el ciclo:

D ac = 0.0

(10.26)

PASO 5 – Para el ciclo de operación actual k se determina el tiempo cíclico total, t k y se computan los esfuerzos σ if , a través de la sección que contiene contiene defectos en forma de fractura fractura para cada punto n en en el ciclo. f) PASO 6 - Se realiza realiza una evaluación evaluación FAD en el tiempo t i utilizando los los procedimientos procedimientos de la la sección 9 con base en las dimensiones dimensiones de los defectos defectos en forma de fractura fractura a i y c i y la distribución de temperatura temperatura y esfuerzos correspondientes. Cuando se utiliza este procedimiento, procedimiento, el radio de carga (eje x del FAD),se debe computar utilizando la ecuación que se muestra a continuación. Si Si el punto FAD resultante está está fuera del sector de falla FAD, vaya al paso 18; De lo contrario vaya al paso 6.

e)

FAD

En esta ecuación, σ ys flexión en una temperatura en evaluación evaluación y σ c es ys es la resistencia a la flexión el esfuerzo que causa el 2% de la tensión por deformación deformación en 100.000 horas a una temperatura en evaluación. Este esfuerzo esfuerzo se define implícitamente implícitamente (una función de Ω y ε co) co) y se puede determinar resolviendo la siguiente ecuación utilizando un procedimiento interactivo.

Los parámetros Ω y ε co (10.28) se evalúan utilizando utilizando las ecuaciones (10.6) (10.6) y co en la ecuación (10.28) (10.9) respectivamente con:

g)

h)

PASO 7 – Se determinan las referencias de esfuerzo, σ ref apéndice D ref en tiempo t i utilizando el apéndice con base en las dimensiones dimensiones del defecto defecto en forma de fractura fractura a y ci y la distribución de esfuerzos correspondiente. PASO 8 - Se determina el daño en el material material más allá de la expansión expansión de la fractura, D ac en tiempo t i con base en las dimensiones del defecto en forma de fractura a i y c i y la distribución de temperatura y esfuerzos correspondientes.

Donde

Los parámetros Ω m y (10.9) con

i)

j)

k)

ε co

de la ecuación 10.31 se evalúan utilizando las ecuaciones (10.4) a

PASO 9 - Se determina el el rango de tensión en referencia, referencia, ε ref en tiempo t i con base en las dimensiones del defecto en forma de fractura a i y c i y la distribución de esfuerzo y temperatura temperatura correspondiente utilizando utilizando la ecuación (10.9) (10.9) evaluado en el esfuerzo en referencia o S í í =log 10 ( ref ). PASO 10- Se determinan el factor factor de intensidad de esfuerzo esfuerzo en el punto más profundo, profundo, 90 0 k l (a i, c i) en tiempo t i y el punto de superficie, k i (a i c i ) , del defecto con base en las dimensiones del defecto en forma de fractura a i y c i y la distribución distribución de temperatura temperatura y esfuerzos correspondientes utilizando el apéndice C. PASO 11 - Se determina la fuerza fuerza generadora de agrietamiento agrietamiento en el punto más más profundo, 90 0 C l (a i, c i) y el punto de superficie, C l (a i, c i) del defecto en tiempo t i con base en las dimensiones del defecto en forma de fractura a i y c i y la distribución de temperatura y esfuerzos correspondientes utilizando las ecuaciones a continuación..

l)

PASO 12 – Se computan los rangos de crecimiento de la fractura en tiempo t i utilizando las ecuaciones que se muestran a continuación con base en las dimensiones del del defecto en en forma de fractura a i y c i y la distribución de temperatura y esfuerzos correspondientes.

Con

Los parámetros Ω y con

ε co se

evalúan utilizando las las ecuaciones (10.6) y (10.9) respectivamente, respectivamente,

m) PASO 13 – Se computa computa el paso tiempo para su integración en tiempo tiempo t i utilizando la ecuación que se muestra a continuación. Se utiliza en este procedimiento procedimiento un algoritmo de integración de tiempo explícito. explícito. Un valor para para el parámetro de tiempo explícito explícito que se ha utilizado es C intg intg =0.005. Un análisis de sensibilidad se debe utilizar utilizar para cuantificar este valor porque este este es en función del rango de tensión por deformación y de la fuerza dirigida de fractura.

n)

PASO 14 – Actualizar las dimensiones dimensiones del defecto defecto a i y c i y el acumulado en tiempo en el ciclo t i

o)

PASO 15 – Si el tiempo actual del ciclo es menor que su tiempo total, t < t < t k entonces ir al paso 6 para continuar con el crecimiento crecimiento de fractura. De lo contrario, contrario, continuar con el el paso 16

p)

PASO 16 – Si el componente está sometido a cargas cíclicas, contempladas contempladas para crecimiento de grietas por fatiga se utilizan utilizan las ecuaciones a continuación. continuación. De lo contrario prosiga con el paso 18.

Donde

q)

r)

•

PASO 17 – Si Si este es el último ciclo ciclo en el histograma, histograma, ir al paso 18. De lo contrario implementar t i =0.0 e ir al paso número 5 para continuar con el crecimiento de la falla con base en el próximo ciclo de operación. PASO 18 - La predicción de crecimiento de la la grieta es completa completa para una ubicación ubicación del componente. Si Si se evalúa evalúa otra ubicación, ir al paso 3. Si esta es la última última ubicación ubicación en el componente se evalúan los resultados de crecimiento de la grieta. Si los puntos en el FAD previstos durante el crecimiento de la grieta están dentro del conjunto de fallas FAD, entonces el componente con un defecto en forma de grieta se acepta para operación futura. La vida remanente para operación se puede determinar analizando analizando los ciclos de carga adicionales y determinando el tiempo al cual los puntos de evaluación en el conjunto FAD están expuestos

•

10.5.5

Si un punto previsto en el FAD FAD durante el crecimiento crecimiento de la falla queda en la sección de falla FAD entonces la vida del componente se limita limita al tiempo correspondiente correspondiente a este punto. Si este tiempo es menor que el tiempo de operación actual, el componente se debe reparar o retirar.

ONDULACIÓN POR DEFORMACION

10.5.5.1 Los siguientes métodos de análisis se pueden utilizar para determinar el tiempo critico para ondulación por deformación en el régimen de deformación por fluencia para paredes sujetas a esfuerzos compresivos que no contienen contienen discontinuidades estructurales estructurales mayores. Si el componente contiene una discontinuidad discontinuidad mayor, entonces entonces el tiempo critico critico se debe determinar determinar utilizando un análisis numérico similar al descrito en el párrafo 10.3.4.1 10.5.5.2 El tiempo critico para ondulación por deformación por fluencia de componentes sometidos a una condición de carga y temperatura temperatura constante se puede determinar utilizando el siguiente siguiente procedimiento: PASO 1 – Con base en la historia de carga, se determina determina las cargas y temperatura temperatura T n aplicadas para la evaluación evaluación b) PASO 2 – Se determina la carga de ondulación elástica, P er con base en la condición de carga aplicada. Si la carga de ondulación es una función de más de un tipo de carga (presión (presión y fuerza axial aplicada en un cilindro), se computan los componentes de esfuerzo y el esfuerzo efectivo a)

c) d)

en la carga de ondulación critica σ e cr. PASO 3- Se determinan los componentes de esfuerzo y el esfuerzo efectivo efectivo a las cargas aplicadas, σ e PASO 4 – Se determina la tensión por deformación critica efectiva en el desarrollo de ondulación plástico-elástico. plástico-elástico.

Donde

O dependiendo de las cargas aplicadas,

e)

PASO 5 –Se determina el tiempo critico para pandeo por deformación

Los parámetros Ω m y ε co se evalúan utilizando las ecuaciones ecuaciones (10.4) a (10.10) y la ecuación (10.2) 10.5.5.3 El tiempo critico para ondulación por deformación por fluencia en componentes sometidos a temperaturas y cargas variables se puede estimar utilizando el procedimiento descrito en 10.5.5.2 para cada periodo de carga carga y la ecuación que se muestra a continuación. continuación. Nótese que en esta esta ecuación, el tiempo critico para ondulación por deformación deformación por fluencia se define implícitamente implícitamente y se puede determinar por un procedimiento interactivo.

10.5.6

Evaluación Fatiga-Deformación Fatiga-Deformación por fluencia de Juntas de Soldadura Disimilares

10.5.6.1 Las características metalúrgicas del daño observado en servicio y las muestras de las pruebas de laboratorio indican que la ruptura por deformación deformación por fluencia es el modo modo de falla dominante para soldaduras metálicas disimilares (DMW). Sin embargo, se ha observado que la temperatura cíclica contribuye significativamente al daño y puede causar fallas aun cuando los niveles de esfuerzo primarios sean relativamente relativamente bajos. Por lo tanto un procedimiento de evaluación fatiga-deformación por fluencia se requiere como parte del cálculo de vida remanente. En la evaluación de DMW, se da una ecuación ecuación de interacción, fatigadeformación por fluencia para evaluar el daño causado por un desequilibrio térmico, esfuerzos primarios sostenidos sostenidos y cargas secundarias secundarias cíclicas. cíclicas. 10.5.6.2 Los modos de falla de interés son deformación por fluencia en la zona afectada por calor (HAZ) en parte la de acero ferrítico del DMW. El Daño en esta región puede ocurrir primero porque la resistencia a deformación deformación por fluencia del material, material, a las temperaturas de interés, interés, es mucho menor que la del metal base austenitico o de los metales de relleno utilizados comúnmente (acero inoxidable o con base en níquel). La apariencia macroscópica general de algunas fallas sugiere que esta ocurra por un proceso de ductilidad relativamente bajo y la superficie final de grieta se pueda evidenciar de los contornos del borde de la soldadura; sin embargo un examen detallado demuestra que la falla puede ocurrir por uno de los dos modos modos de daño siguientes. siguientes. • Modo 1 – Una grieta intergranular que ocurre a lo largo de los límites de granos austeniticos anteriores dentro de los HAZ ferríticos adyacentes (1 a 2 granos) para la interface metal soldadura. Este modo ocurre para DMW hecha con metales de relleno inoxidables inoxidables austeníticos y algunas veces para DMWs hechas con metal de relleno con base en níquel. Las formaciones formaciones iniciales de grietas o vacíos intergranulares dentro de la pared del componente no se inician normalmente en las superficies superficies internas o externas. La falla ocurre por enlaces de grietas grietas y su propagación en la superficie. •

Modo 2- Los vacíos interfaciales interfaciales en los los cuales ocurre agrietamiento agrietamiento y vacío vacío a lo largo de una red plana de carburo globular grueso que se forma a lo largo de HAZ ferríticos para interfaces de soldadura para metal. metal. Este modo ocurre sólo sólo para DMW hechos con metales de relleno relleno basados en níquel, pero la falla puede estar acompañada acompañada por algunas algunas de las grietas del modo 1. La interface inicial contra vacíos vacíos comienza dentro de la pared del componente. La falla final ocurre por el enlace de de vacíos y la propagación propagación de grietas grietas en la superficie. superficie.

10.5.6.3 El procedimiento de evaluación evaluación en este párrafo brinda una aproximación sistemática sistemática para evaluar el daño fatiga-deformación fatiga-deformación por fluencia para cada ciclo de operación operación al que se le aplique un DMW en un componente. El daño fatiga-deformación fatiga-deformación por fluencia fluencia total se computa como la suma de los los cálculos de los daños por deformación deformación para cada ciclo

10.5.6.4 El modo 1 de daño fatiga-deformación por fluencia se basa en los resultados de un análisis de esfuerzo y se puede computar utilizando el procedimiento de evaluación que se muestra a continuación. Este modo de falla se aplica a DMW hecho con acero inoxidable inoxidable o metales de relleno con base en níquel. Las constantes en las ecuaciones ecuaciones de daño en este procedimiento procedimiento de evaluación están en unidades inglesas; inglesas; por lo tanto estas unidades de los parámetros parámetros se deben usar en la evaluación como se muestra dentro de los paréntesis a)

PASO 1 – Se determina el historial de carga basado en operaciones anteriores y planeadas a futuro. El histograma de carga debe incluir todas las cargas de operación operación significantes y eventos que son aplicados al componente. componente. Si hay operación cíclica, cíclica, el histograma histograma de carga se debe dividir dentro de los ciclos de operación como se muestra en la figura 10.3 se define K como el número total de ciclos de operación (ver párrafo 10.4.3.3.a). b) PASO 2- Para el ciclo de operación actual k, se divide el ciclo entre un número de incrementos determinan los parámetros del ciclo. Se de tiempo, t n como se muestra en la figura 10.4 y se determinan define en N como el número total de incrementos de tiempo en el ciclo de operación k. 1. Los incrementos de tiempo utilizados como modelos para ciclos de operación deben ser lo suficientemente pequeños pequeños para capturar todas sus variaciones variaciones significantes. significantes. Entre más pequeño sea el incremento de tiempo, más precisa será la predicción de vida remanente. 2. Si el componente está sometido a corrosión o erosión, los incrementos de tiempo deben ser lo suficientemente pequeños para capturar cambios en el grosor en la pared3. Los parámetros que se deben determinar para el ciclo son • • • •

Tiempo total en el ciclo, t k (hr) La diferencia de temperatura máxima en el ciclo ∆Τ k (F) La diferencia en los coeficientes de expansión termal dentro del relleno y el metal base, ∆an , asociado con las temperaturas utilizadas utilizadas para definir ∆Τ k (in/in-F) El rango máximo de esfuerzo secundario axial debido a fuerzas aplicadas a secciones en red y momentos ∆σ s kr (psi)

c) PASO 3- Se determina los siguientes siguientes parámetros para cada incremento del tiempo • Total de tiempo en el incremento, t n (hr) • La temperatura en el incremento, T n (F) • La diferencia en los coeficientes de expansión termal entre el relleno y el metal base, ∆an, asociados con las temperaturas utilizadas para definir T n (in/in-F) • Los módulos de elasticidad más recientes, E n y asociados con las temperaturas utilizadas para definir T n (psi) • El esfuerzo secundario axial debido a fuerzas aplicadas a secciones en red y momentos, σ s n(psi) d)

PASO 4

Donde

- Se determina el daño por deformación deformación por fluencia intrínseco

Para material de relleno en acero inoxidable Para material base en níquel

e)

PASO 5 – Se determina el daño por deformación por fluencia asociado con los esfuerzos primarios donde f donde f (T n ) se determina utilizando la ecuación (10.58)

Donde B 2 = 2.4 (10) -7

para material de relleno de acero acero inoxidable

(10.62)

B 2 = 1.6(10) –7

para material con base en níquel

(10.63)

f)

PASO 6 – Se determina determina el daño por deformación deformación por fluencia fluencia asociado con esfuerzos secundarios donde f donde f (T n ) se ) se determina utilizando la ecuación (10.58)

g)

PASO 7- Se repiten los pasos 3 a 6 para cada incremento de tiempo t n .

h)

PASO 8 - Se computa al daño por deformación deformación por fluencia acumulado para todos los puntos en th el ciclo K ciclo K

i)

PASO 9- Se computa computa el daño de fatiga intrínseco intrínseco para el ciclo k th

Donde

material de relleno de acero inoxidable B 3 =6.8 (10)-4 para material

(10.69)

B 3 = 0.0

(10.70)

para material con base en níquel

j)

PASO 10 - Se computa el daño por fatiga asociado asociado con los esfuerzos esfuerzos secundarios para el ciclo th k

k)

PASO 11 – Se repiten repiten los pasos 2 al 10 para cada ciclo de operación operación definido en el paso 1

l)

PASO 12 - Se computa el daño total de todos todos los ciclos en la historia historia de operación

m) PASO 13- La predicción predicción de daño se cumple para para el DMW en el componente. componente. El daño permisible permisible D cf , normalmente se toma como 1.0 a menos que se justifique un valor alternativo 10.5.6.5 El modo 2 daño por fatiga-deformación fatiga-deformación por fluencia con base en los resultados resultados de un análisis de esfuerzo puede computarse utilizando el procedimiento de evaluación que se muestra más adelante. Este modo de falla se aplica únicamente a DMW hechos con metal relleno relleno con base en níquel. níquel. Las constantes en las ecuaciones de daño en este procedimiento de evaluación son en unidades inglesas; por lo tanto, las unidades de los parámetros se deben utilizar en la evaluación como se muestran en los paréntesis. a)

b)

PASO 1 – Se determina un historial de carga basado en operaciones anteriores y planeadas a futuro. El histograma de carga debe incluir incluir cargas de operación significativas significativas y eventos que sean aplicados al componente. Si hay operación cíclica, el histograma de carga se debe dividir entre ciclos de operación como se muestra en la figura 10.3 se define K como el número total de ciclos de operación (ver párrafo 10.4.3.3.a). PASO 2- Para el ciclo ciclo de operación actual k, se divide el ciclo ciclo entre un número número de incrementos de tiempo t n, como se muestra en la figura figura 10.4 y se determinan determinan los parámetros del ciclo. Se define N como el número total de incrementos de tiempo en el ciclo de operación k. 1.

2. 3.

c) • •

Los incrementos de tiempo utilizados utilizados como modelo para ciclos de operación operación deben ser lo suficientemente pequeños para capturar todas las variaciones significantes en el ciclo de operación. Entre más pequeño sea el incremento de tiempo tiempo más precisa es la predicción de vida vida remanente. Si el componente está sometido a corrosión o erosión los incrementos de tiempo deben ser lo suficientemente pequeños para capturar cambios en el grosor de la pared. Los parámetros que se deben determinar para cada ciclo son: • Tiempo total en el ciclo t K (hr) • El rango máximo de esfuerzo secundario axial debido a fuerzas aplicadas a secciones en red y momentos, ∆σ k s (psi)

PASO 3 – Se determina los siguientes parámetros para cada incremento de tiempo. Tiempo total en el incremento t n (hr) La temperatura en el incremento. T n (F)

• •

d)

El esfuerzo primario axial debido a presión y fuerzas aplicadas a secciones en red y momentos, σn s (psi) Los esfuerzos secundarios axiales debido a fuerzas aplicadas a secciones en red y momentos σn s (psi) PASO 4 – Se determina el daño por deformación por esfuerzo primario donde f (T n) se determina utilizando la ecuación (10.58).

Donde

e)

PASO 5 – Se determina el daño por deformación por fluencia asociado con el esfuerzo secundario donde f (T n) se determina utilizando la ecuación (10.58), g( T n), se determina utilizando la ecuación (10.74) y t n w se determina las ecuaciones (10.75) a (10.81).

10.5.7

f)

PASO 6- Se repiten los pasos 3 a 5 para cada incremento del tiempo t n

g)

PASO 7 – Se computa el daño por deformación por fluencia para todos los puntos en el ciclo K th

h)

PASO 8- Se computa el daño p or fatiga asociado con esfuerzo secundario para el ciclo K th

i)

PASO 9 - Se repiten los pasos 2 a 8 para cada ciclo de operación definido en el paso 1

j)

PASO 10- Se computa el daño total para todos los ciclos en la historia de operación

k)

PASO 11 – La predicción de daño se cumple para el DMW en el componente. El daño permisible se toma usualmente como 1.0 al menos que se justifique un valor permisible D DMW2 alternativo.

Aproximaciones Microestructurales

10.5.7.1 Las aproximaciones microestructuales se utilizan para determinar la vida remanente de un componente. Se reconocen los siguientes procedimientos. • • •

Cambios de dureza. Formación de cavidades. Metalografía óptica

ACTUALMENTE EN DESARROLLO 10.5.7.2 Aproximaciones Microestructurales

ACTUALMENTE EN DESARROLLO 10.6

Correctivos

10.6.1 Para componentes que no contienen un defecto en forma de grieta, si el componente no satisface la creación de daño por deformación por fluencia dentro de la vida de servicio requerida o si el análisis de sensibilidad indica resultados inaceptables, entonces se requiere una acción correctiva. Se puede considerar una de las siguientes. • Cambio de los Parámetros en Servicio – Se puede realizar un cambio de los Parámetros en servicio (carga, temperatura, vida de servicio deseada) y se repite la evaluación bien sea para demostrar aceptación o para calcular en qué momento es necesario el reemplazo. •

Uso de Revestimientos Térmicos – l Se ha implementado la conversión de recipientes presurizados de pared caliente existentes a diseños de pared fría que utilizan un revestimiento térmico (refractaria). En estos casos, el revestimiento térmico se diseña para reducir la temperatura del metal a un valor por debajo del régimen de deformación por fluencia previniendo un daño por deformación por fluencia futuro.

10.6.2 Para componentes que contienen un defecto en forma de grieta, si la grieta indica un crecimiento de excesivo dentro de la vida de servicio requerida o si el análisis de sensibilidad indica resultados inaceptables, entonces se requiere una acción correctiva, tal como reparar el componente o remover la falla. Alternativamente, se hace un cambio en los parámetros de servicio (carga, temperatura, vida de servicio deseada) y la evaluación repetida para demostrar aceptación o para estimar en que momento es necesaria la reparación. Finalmente es posible obtener información del material en uso en el componente y descartar inconvenientes en el resultado de la evaluación como resultado de una información limitada.

10.7

10.8


Documentación

ACTUALMENTE EN DESARROLLO

10.8.1 La documentación de la evaluación FFS debe incluir la información citada en la sección 2, párrafo 2.8. Los requerimientos de documentación adicional son esenciales debido a la complejidad asociada con la evaluación. Esta información debe permanecer almacenada en los archivos de reportes del equipo. 10.8.1.1 La siguiente información se debe documentar; los niveles de evaluación aplicables se muestran entre paréntesis. a) Nivel de Evaluación – Algunos cambios o modificaciones utilizados en un nivel dado de análisis (niveles 1, 2 y 3) b)

Condiciones de Carga – Se debe incluir un histograma de carga que muestre las condiciones de encendido, normal, alteración y apagado (niveles 1, 2 y 3). Además, cualquier carga adicional y esfuerzo considerado en la evaluación (fuerzas por cargas suplementarias, inclinaciones térmicas y esfuerzos residuales (niveles 2 y 3))

c)

Resultados del Análisis de Esfuerzo – (manual, elemento finito u otras técnicas numéricas) y la categorización de los resultados de esfuerzo si se requieren (niveles 2 y 3)

d)

Propiedades del Material – La especificación del material del componente; esfuerzo de flexión, esfuerzo de tensión, dureza a la fractura y propiedades de deformación por fluencia se deben reportar incluyendo la información obtenida por la prueba directa o indirecta adjunta con la fuente de información. Si la prueba se desarrolla para determinar propiedades del material, los resultados de la prueba se deben incluir en la documentación. Además, una descripción del proceso ambiental que incluya su efecto en los materiales. Si se presentan cargas cíclicas, se debe documentar una descripción las reglas de interacción, fatiga-deformación por fluencia (niveles 2 y 3)

e)

Análisis de Sensibilidad – Un estado de los parámetros incluidos utilizados para desarrollar estudios de sensibilidad (tiempo en servicio, cargas, propiedades del material, tamaño de la falla, etc.); se debe resumir los resultados de cada estudio individual (niveles 2 y 3).

10.8.1.2 La siguiente información adicional se debe documentar si se ha desarrollado una evaluación para crecimiento de grieta por deformación por fluencia como parte de la evaluación de nivel 3. a)

Caracterización del defecto – Para componentes con grietas, se requiere el tamaño, forma y ubicación del defecto; el método NDE usado para el dimensionamiento; y si se empleó o no la recaracterización (ver sección 9)

b)

Factores de Seguridad Parciales – Una lista de factores de seguridad parciales utilizados en el análisis FAD; se debe brindar una técnica de resumen si se utilizan factores alternativos en la evaluación.

c)

Solución de Esfuerzo por Referencia- La fuente de las soluciones de esfuerzo por referencia (manual de soluciones o análisis de elemento finito) utilizado en la evaluación incluyendo sí el colapso es local y /o global.

d)

Solución del Factor de Intensidad de Esfuerzo- La fuente de soluciones para el factor de intensidad de esfuerzo (manual de soluciones o análisis de elemento finito utilizado en la evaluación).

e)

Diagrama de Evaluación de Defecto (FAD)- Si en la sección 9, nivel 2 FAD una curva especifica de material (incluyendo la fuente y validez de la información de tensión-esfuerzo) o una curva derivada del análisis J. Se utiliza en la evaluación.

f)

Propiedades del Material – Se debe incluir la fuente y la descripción completa del rango de tensión por deformación por fluencia y otra información utilizada para determinar una vida remanente.

g)

Ecuación de Crecimiento de Grieta por Deformación por fluencia – La ecuación y las constantes asociadas utilizadas como modelo de crecimiento de grieta por deformación por fluencia y para componentes sometidos a operación cíclica, la ecuación y las constantes asociadas y utilizadas como modelo de grieta por fatiga se deben resumir (de publicación técnica o medidas de laboratorio)

10.8.1.3 Todas las consideraciones utilizadas en los procedimientos de evaluación se deben incluir. Además, se deben reportar y justificar por separado todas las salidas de los procedimientos de esta sección. Se debe hacer una versión por separado acerca de la importancia de mecanismos de defecto potenciales remotos de las áreas defectuosas si es aplicable. 10.8.1.4 Aproximaciones Microestructurales

GERRIT: DEFINICION DE REQUERIMIENTOS DE DOCUMENTACION 10.9

NOMENCLATURA

A C αΩ

Es la profundidad del defecto en forma de grieta Es la mitad de la longitud del defecto existente Es el parámetro de triaxilidad con base en el estado de esfuerzo para un modelo de evaluación de vida Omega del Proyecto MPC = 3.0 – esfera presurizada o cabezas formadas = 2.0 – cilindro o como presurizado = 1.0 – para los demás componentes y estados de esfuerzo Es el factor Prager para 0.33, para un modelo de evaluación de vida Omega del Proyecto, MPC βΩ Es la fuerza dirigida de grieta asociada con el estado global permanente por deformación por fluencia C*90(a i ,c ) i para el punto más profundo de la grieta C*0(a i ,c i ) Es la fuerza generadora de grietas asociada con el estado global permanente por deformación por fluencia para un punto en la superficie de la grieta C k Es el coeficiente para el modelo de crecimiento de grieta por deformación por fluencia C f Es el coeficiente para el modelo de crecimiento de grieta por fatiga C LMP Es la constante Larson Miller en el apéndice F, tabla F.16 C 90 t (a i, c i ) C 0 t (a i, c i )

C 0 → C 4 D ac D bc ermisible

DC

permisible

DCf

permisible

D DMW1

permisible

D DMW2

Es el total de la fuerza generadora de grietas para crecimiento de fracturas por deformación por fluencia en el punto de superficie del defecto incluyendo efectos por deformación por fluencia en estado permanente y transitorio Es el total de la fuerza generadora de grietas para crecimiento de fractura por deformación por fluencia en el punto de superficie incluyendo efectos por deformación por fluencia de estado permanente y transitorio Son los coeficientes de material para parámetros del Proyecto Omega MPC y parámetro del rango de tensión del apéndice F, tabla F.17 con base en el promedio o en las propiedades más probables Es el daño por deformación por fluencia local después del inicio de la grieta, el daño es computado utilizando los esfuerzos de referencia (ver apéndice D) considerando la historia de carga post-fractura. Es el daño por deformación por fluencia local antes de la iniciación de la grieta, el daño se computa utilizando los esfuerzos de secciones en red considerando la h istoria de carga pre-fractura. Es el daño por deformación por fluencia permisible Es el daño por fatiga-deformación por fluencia permisible Es el total del daño por fatiga-deformación por fluencia de modelo 1 en soldaduras de metal disimilares Es el total de daño por fatiga-deformación por fluencia de modelo 2 en una soldadura de metal disimilar

k

El daño por deformación por fluencia para el ciclo de operación k th

k

Es el daño por fatiga de esfuerzo secundario para el ciclo de operación k th

Total

Es el total de daño por deformación por fluencia considerando todos los ciclos de operación

Total

Es el total del daño por fatiga-deformación por fluencia considerando todos los ciclos de operación

Total

Es el total del daño por fatiga-deformación por fluencia de modo 1 en una soldadura de metal disimilar considerando todos los ciclos de operación Es el total del daño por fatiga-deformación por fluencia de modo 2 en una soldadura de metal disimilar considerando todos los ciclos de operación Es el daño por deformación por fluencia intrínseco para el incremento de tiempo ntn

Dc D Sc DC

D Cf

D DMW1 Total DMW 2 N K N Pc N Sc

Es el daño por deformación por fluencia de esfuerzos primarios para el incremento de tiempo n t n Es el daño por deformación por fluencia de esfuerzos secundarios para el incremento de tiempo nt n

k

∆a

Es la diferencia en los coeficientes de expansión termal entre el relleno y el metal base asociados con las temperaturas utilizadas para ∆T

∆a

n

∆T

k k

∆σ s cd

∆

Ω

sr

∆

Ω

da i dt da k DN dc i dt dc k dN

Es la diferencia en los coeficientes de expansión termal entre el relleno y el metal base, asociados con las temperaturas asociadas para definir T n Es la diferencia de temperatura máxima en el ciclo Es el rango máximo de esfuerzo secundario axial debido a fuerzas aplicadas en secciones en red y momentos Es el factor de ajuste para ductilidad por deformación por fluencia en el modelo del Proyecto Omega, un rango de +0.3 para comportamiento por debilidad y de –0.3 para comportamiento por ductilidad Es el factor de ajuste para contemplar la banda de dispersión de material en un modelo del Proyecto Omega un rango de –0.5 para el fondo de la banda de esparcimiento a +0.5 para la parte alta de la banda de esparcimiento se puede utilizar Es el rango de crecimiento de grieta para el punto más profundo de un defecto de superficie Es el incremento de crecimiento de grieta por fatiga para el ciclo K th Es el rango de crecimiento de grieta para el punto más profundo de un defecto de superficie Es el incremento de crecimiento de grieta por fatiga para el ciclo K th Es el rango de crecimiento de grieta para el punto más profundo de un defecto de superficie

δΩ

E y E amb E t f ε c ε ce

k

cr

)

ε c ε co ε ref

K KE bc K 90 i (a i , , c i)

Son los módulos recientes evaluados a la temperatura promedio del ciclo Son los módulos recientes a temperatura ambiente Es el modulo reciente a temperatura de evaluación Es el cálculo exponente en el daño por fatiga- deformación por fluencia Es la tensión por deformación por fluencia acumulada Es la tensión por deformación por fluencia efectiva critica en el proceso de ondulación por deformación elástico Es el rango de tensión por deformación por fluencia Es el rango de tensión por deformación por fluencia inicial al inicio del periodo de tiempo evaluado con base en el estado de esfuerzo y temperatura Es el rango de esfuerzo un iaxial evaluado en el esfuerzo en referencia Es el número total de ciclos de operación Es el número total de ciclos de operación antes de la iniciación de la grieta

Es el factor de intensidad de esfuerzo aplicado de modo1 en el punto más profundo de una grieta de superficie (ver apéndice C) Es el factor de intensidad de esfuerzo aplicado de modo 1 en el punto de una grieta de superficie (ver K 0 i (a i , , c i) apéndice C) Es el valor máximo del factor de intensidad de esfuerzo cíclico aplicado de modo 1 en el punto de una 90 ∆ K k grieta de superficie que ocurre en el ciclo K th (ver apéndice C) Es el valor máximo del factor de intensidad de esfuerzo ciclo aplicado en el modo 1 en el punto más 0 ∆ K k profundo de una grieta de superficie que ocurre en el ciclo K th (ver apéndice C) K Es el ciclo de operación actual n Es el tiempo de ruptura en el historia de carga en el incremento de tiempo t n L n n LMP(S eff Es el parámetro Larson-Miller en esfuerzo (S eff Es el tiempo de ruptura para la historia de carga después de la iniciación de la grieta aplicada para el Li ac incremento del tiempo ti computada utilizando las referencias de esfuerzo L f Es el factor Lorentz (ver apéndice A)

L r

σ if

Es el radio de carga con base en el esfuerzo primario Es el exponente en la ecuación crecimiento de grieta por fatiga Es el exponente en la ecuación crecimiento de grieta por deformación por fluencia Es el número total de incrementos de tiempo en un ciclo de operación Es el número de ciclos permisibles determinados por una curva de fatiga para el ciclo K th Es el número de aplicaciones del ciclo K Es el coeficiente Bailey-Norton ( -d log έ c / d log σ) evaluado en la referencia de esfuerzo en el incremento de carga actual utilizado en el modelo de evaluación de vida Omega Proyecto MPC Es el radio de posición Es la presión dentro de un cilindro de esfera Es el parámetro de carga generalizado Es el parámetro de carga generalizado como una función de tiempo Es la carga de ondulación critica asociada con el parámetro de carga generalizado Es el parámetro de carga para un análisis de ondulación por deformación por fluencia Es el radio interior de un cilindro o esfera Es el radio exterior de un cilindro o esfera Son los componentes de esfuerzo aplicados

σ e

Es el esfuerzo efectivo

M µ

N

N k N k N bn V P P L P L (t) P cr Q R i R o

n

σ e

Es el esfuerzo efectivo asociado con el incremento de tiempo t n

σ ref

Es el esfuerzo de referencia (ver apéndice D)

σ m

Es el esfuerzo meridional en un cilindro o esfera

σ c

Es el esfuerzo circunferencial en un cilindro o esfera

σ r

Es el radio de esfuerzo en un cilindro o esfera

σ 1

Es el esfuerzo principal

σ 2


σ 3


σ p σ s

n

Es el esfuerzo primario axial debido a presión y fuerza y momentos aplicados en sección en red

n

Es el esfuerzo secundario axial debido a fuerzas y momentos aplicados a secciones en red

σ ys σ e

cr

σ e

L

Es el esfuerzo de flexión a una temperatura de evaluación (ver apéndice F) Es el esfuerzo efectivo critico asociado con el parámetro de carga generalizado a una carga de ondulación critica Es el esfuerzo efectivo asociado con el parámetro de carga generalizada

σ

Es el límite de esfuerzo dependiendo del tiempo utilizado en una evaluación FAD

T ac T T(t ) T n T ac T comp

Es el tiempo de deformación por fluencia acumulado en la solución Es la temperatura Es la temperatura como una función de tiempo Es la temperatura para el incremento de tiempo t n Es el tiempo de deformación por fluencia acumulado en la solución Es el grosor del componente Es el termino de alivio de la fuerza generadora de grietas asociada con el punto más profundo de la fractura Es el término de alivio de la fuerza generadora de grietas asociada con el punto de fractura de superficie Es el tiempo del ciclo total K t Es el incremento o la duración de carga que se usa en el cálculo del daño Es el tiempo critico en el proceso de ondulación por deformación por fluencia elástica Es el coeficiente de los códigos para tubería ASME B31 utilizado para determinar el grosor de la pared del tubo (ver apéndice A, párrafo A.5) Es el parámetro de daño Omega multiaxial (ver apéndice F, paargrafo F.7) Es el parámetro de daño Omega uniaxial ajustado Es el parámetro de daño Omega uniaxial (ver apéndice F, paragrafo F.7)

FDA

T relax (a i) T relax (c i) T k T n T cr Y B31 Ωm Ωn Ω

10.10 Publicaciones de Referencia 1. Anderson, T.L., Mecánicas de Fractura – Fundamentos y Aplicaciones, 2 nd Edición, CRC Press, Boca Raton, Florida, 1995 2. Buchheim, G.M., Osage, D.A., Brown, R.G., and Dobis, J.K., “Investigación de Falla de una Soldadura de Cordón Largo con Bajo Cromo en un Sistema de Tubería de Alta Temperatura para Refinerías”, PVP-Vol. 288, ASME, 1994, pp. 363-386. 3. Buchheim, G.M., Becht, C., Nikbin, K.M, Dimopolos, V., Webster, G.A., and Smith D.J., “Influencia del Envejecimiento en el Crecimiento de Fracturas por Deformación por fluencia a Alta Temperatura en Aceros Inoxidables Tipo 304 H”, Mecánicas de Fractura no Lineal, ASTM STP 995, Volumen 1, Sociedad Americana de Pruebas y Materiales, Pa, 1988, pp. 153-172. 4. Chern, J.M., “Un Procedimiento Simplificado para la Predicción de Tiempo de Ondulación por Deformación por fluencia en Estructuras”, PVP-PB-029, Métodos Simplificados en Análisis de Recipientes Presurizados, ASME, 1978. 5. Chern, J.M., “Un Procedimiento Simplificado para Ondulación por Deformación por fluencia de Estructuras bajo Cargas Variables de Tiempo”, Diario de Tecnología para Contenedores Presurizados, Vol. 102, ASME, 1980. 6. Huddleston, R.L., “Evaluación de una Teoría de Resistencia Multiaxial Mejorada con base en la Información de Ruptura por Deformación por fluencia para Inconel 600”, PVP-Vol. 262, Falla Dependiente de Tiempo y Alta Temperatura, ASME, 1993. 7. Kraus, H., Análisis de Deformación por fluencia, John Wiley & Sons, New York, NY, 1980. 8. Law, P.K. and Saxena, A., “Cálculo de Vida Remanente de Partes Presurizadas de Calderas-Estudios de Crecimientos de Fracturas,” ERPI CS-4688, Instituto de Investigación de Energía Eléctrica, Palo A lot, CA, Julio de 1886. 9. McClung, R.C., Chell, G.G., Lee, Y.D., Russell, D.A., y Orient, G.E., “Desarrollo de una Metodología Práctica para el Crecimiento de Fracturas por Fractura Plástica Total y Plástica-Elástica,” NASA/CR-1999-209428, Marshall Space Flight Center, Alabama, USA, 1999. 10. Moulin, D., Drubay, B., y Laiarinandrasana, “Una Síntesis de Métodos de Evaluación para Fracturas Propuestos en el Código Francés RCC-MR para Alta Temperatura,” WRC 440, Consejo de Investigación de Soldaduras, New York, NY, 1999. 11. Nikbin, K.M., Smith, D.J., and Webster, G.A., “Un Procedimiento de Ingeniería para la Predicción de Crecimiento de Fractura por Deformación por fluencia,” Diario de Materiales de Ingeniería y Tecnología, Vol. 108, Sociedad Americana de Ingenieros Mecánicos, pp. 186-191, Abril de 1986. 12. Prager, M. e Ibarra, S., “Procedimientos para Predicción de Larga Vida de Hornos y Tubos de Calderas,”Competencia para Ambientes Adversos en Equipos de Petróleo y Energía, PVP-Vol. 359, ASME, 1997, pp. 339-352. 13. Prager, M., “Desarrollo del Método Omega del Proyecto MPC para Evaluación de Vida en el Rango de Deformación por fluencia,” PVP-Vol. 288, ASME, 1994, pp. 401-421. 14. Prager, M., “El Método Omega – Un Método Efectivo para Predicción de Vida y Daño en Pruebas de Servicio y Deformación por fluencia,” Oikawa (eds.), Resistencia de Materiales, Instituto Japonés de Metales, 1994, pp. 571-574. 15. Prager, M., “Implementación Propuesta de Criterios para Asignación de Esfuerzos Permisibles en el Rango de Deformación por fluencia,” ASME Diario de Tecnología para Recipientes Presurizados, Mayo de 1996, Vol. 335, pp. 273-293. 16. Prager, M., “Generación de Deformación por fluencia Isocrónica, Vida de Tubería y Curvas de Crecimiento de Fractura Utilizando el Método Omega MPC, Integridad Estructural,” NDE, Comportamiento de Riesgo y Material para el Petróleo, proceso y Energía, PVP-Vol. 336, ASEM, 1996, pp. 303-322. 17. Prager, M., “Informe para API sobre Comportamiento por Deformación por fluencia de Aleaciones Utilizadas Comúnmente y un Nuevo Procedimiento para Evaluación de Vida en el Rango de Deformación por fluencia,” En Preparación. 18. Ryder, R.H. and Dahms, C.F., “Criterios de Diseño para Soldaduras de Metal Disimilar,” WRC Boletín 350, Consejo de Investigación de Soldaduras, New York, NY,Enero, 1990. 19. Saxena, A., Han, J., y Banerji, K, “Comportamiento de Fracturas por Deformación por fluencia in Calderas de Plantas de Energía y Aceros para Tuberías de Vapor,” Diario de Tecnología para Contenedores Presurizados, Sociedad Americana de Ingenieros Mecánicos, Vol. 110, pp. 137-146, May, 1988.

20. Saxena, A. Mecánicas de Fractura no Lineales para Ingenieros, CRC Press, Boca Raton, Florida, 1998. 21. Scott, P.M., Anderson, T.L., Osage, D.A., y Wilkowski, G.M., “Revisión de Criterios de Competencia para el Servicio Existentes para Defectos en Forma de Fractura,” WRC Boletín 430, Consejo de Investigación de Soldaduras, 1998. 22. Viswanathan, R., “Mecanismos de Daño y Evaluación de Vida de Componentes de Alta Temperatura, Metals Park, Ohio, 1989. 23. Webster, G.A., “Cálculos de Tiempo de Vida de Componentes para alta Temperatura Fracturados,”, Diario Internacional de Contenedores Presurizados y Tubería, 50, pp. 133-145, 1992. 24. Webster, G.A. y Anisworth, R.A. Evaluación de Vida de Componentes para Alta Temperatura, Chapman & Hall, London, U.K. 1994.

10.10 Tablas y Figuras

Tabla 10.1- Límite de Temperatura utilizado para Definir el promedio de Deformación por fluencia Material

Límite de temperatura

Dureza Brinell

Contenido de Carbón

Acero Carbón (UTS ≤ 60 ksi) Acero Carbón (UTS ≤ 60 ksi) Acero Carbón - Grafitado C- ½ Mo 1-1/4 Cr- ½ Mo- Normalizado y Templado 1-1/4 Cr- ½ Mo- recocido 1-1/4 Cr- ½ Mo- Normalizado y Templado 1-1/4 Cr- ½ Mo- recocido 1-1/4 Cr- 1 Mo- enfriado por inmersión y templado 2-1/4 Cr- 1 Mo- V 3 Cr- 1 Mo- V 5 Cr- 1/2 Mo- V 7 Cr- 1/2 Mo- V 9 Cr- 1Mo 9 Cr- 1 Mo- V 12 Cr AISI Tipo 403 & 304H AISI Tipo 316 & 316H AISI Tipo 321 AISI Tipo 321H AISI Tipo 347 AISI Tipo 347H Aleación 800 Aleación 800H Aleación 800HT HK-40

343°C (650°F) 371°C (700°F) 371°C (700°F) 399°C (750°F) 427°C (800°F) 427°C (800°F) 427°C (800°F) 427°C (800°F) 427°C (800°F)

95 100 100 110 130 120 140 130 150

-------

441°C (825°F) 441°C (825°F) 427°C (800°F) 427°C (800°F) 427°C (800°F) 454°C (950°F) 482°C (900°F) 510°C (950°F) 538°C (1000°F) 538°C (1000°F) 538°C (1000°F) 538°C (1000°F) 538°C (1000°F) 565°C (1050°F) 565°C (1050°F) 565°C (1050°F) 649°C (1200°F)

180 180 130 130 130 180 180 ---------------------

--------------0.04 0.04 0.04 0.04 0.04 0.04 0.03 0.04 0.05 0.30

-----------

Tabla 10.2- Límite de Temperatura utilizado para Definir el promedio de Deformación por fluencia Geometría

Ecuaciones de esfuerzo

Cilindro de pared delgada

Cilindro de Pared gruesa

Esfera de pared delgada

Tabla 10.2- Límite de Temperatura utilizado para Definir el promedio de Deformación por fluencia

Tabla 10.2- Límite de Temperatura utilizado para Definir el promedio de Deformación por fluencia Geometría

Ecuaciones de Esfuerzo

Esfera de pared gruesa

Notas: 1.

Las ecuaciones anteriores no incluyen el efecto de pérdida de metal o la provisión de corrosión futura. Se deben ajustar el radio interior, el radio exterior y el grosor de pared con base en la experiencia del servicio.

2.

Las ecuaciones de esfuerzo en la pared gruesa se proporcionan en términos del exponente de deformación por fluencia, n BN , Esta forma de las ecuaciones tiene en cuenta la redistribución del esfuerzo que ocurre en el régimen de deformación por fluencia. La solución elástica o las ecuaciones Lame pueden ser obtenidas dejando n BN , = 1.0

Figura 10.1- Vista general de los procedimientos para evaluar un componente en el régimen de deformación por fluencia

Figura 10.2- Desvío de la historia operacional con base en la prueba de Proyecto Omega MPC

Promedio de Temperatura, presión o corrosión

Utilice las propiedades Omega típicas del Apéndice F

(a) Histograma de operación que muestra la operación futura y pasada

Promedio de temperatura, presión o corrosión

Utilice las propiedades Omega de la Prueba (b) Histograma de operación “desviado” con base en la Prueba Omega del Proyecto MPC

Figura 10.3- Definición de Múltiples Ciclos en una Histograma de Carga

Promedio de Temperatura, presión o corrosión

Figura 10.4- Modelación de los incrementos de tiempo en un ciclo para el cálculo de la vida remanente


(a) Variación real del parámetro


(b) Variación idealizada del parámetro util

SECCION 11 EVALUACION DE DAÑO POR FUEGO (FEBRERO, 2001)

11.0 11.1 11.2 11.3 11.3.1 11.3.2 11.3.3 11.3.4 11.4 11.4.1 11.4.2 11.4.3 11.4.4 11.5 11.6 11.7 11.8 11.9 11.10 11.11

Tabla de Contenido__________________________________________________11-1 General___________________________________________________________ 11-1 Aplicabilidad y Limitaciones del Procedimiento_________________________ 11-2 Requerimientos de Información_______________________________________ 11-2 Información del Diseño Original del Equipo____________________________ 11-2 Historia de Operación y Mantenimiento________________________________ 11-2 Información requerida/medidas para una Evaluación FFS_________________11-2 Recomendaciones para Técnicas de Inspección y Requerimientos de Tamaño_11-6 Técnicas de Evaluación y Requerimientos de Aceptación__________________ 11-7 Generalidades______________________________________________________11-7 Evaluación de Nivel 1________________________________________________11-7 Evaluación de Nivel 2_______________________________________________ 11-2 Evaluación de Nivel 3________________________________________________11-10 Evaluación de Vida Remanente________________________________________11-10 Correctivos_________________________________________________________11-10 Monitoreo en Servicio________________________________________________11-11 Documentación _____________________________________________________11-11 Nomenclatura_______________________________________________________11-11 Referencias_________________________________________________________11-11 Tablas y Figuras ____________________________________________________11-12

11.4.

General

11.1.1 Los recipientes presurizados, tubería y tanques sometidos a calor extremo en un incendio pueden experimentar un daño estructural visual y una degradación aparente menor de las propiedades mecánicas (Ejemplo disminución en el límite de elasticidad o dureza a fracturas) que pueden hacer el equipo no conveniente para servicio continuo. Por lo tanto es apropiado hacer una evaluación de competencia para el servicio (FFS) de recipientes, tubería y tanques expuestos al fuego para determinar su conveniencia para un servicio continúo. 11.1.2 Esta sección brinda procedimientos FFS para componentes presurizados (Ejemplo presión interna y/o externa) que hayan sido potencialmente dañados por la exposición a un calor extremo en un incendio. Normalmente esto se debe a un fuego externo al componente presurizado; sin embargo, los procedimientos de evaluación también se aplican para fuegos internos del componente. Las guías que ayudan a definir cuales de los componentes requieren una evaluación de competencia para el servicio antes de ser puestos en servicio nuevamente están dadas. Algunas de estas guías son útiles para reevaluar componentes que hayan experimentado cambios en sus propiedades mecánicas. 11.1.3 Los procedimientos FFS de esta sección también se utilizan para evaluar componentes sometidos a variación de procesos que producen aumentos de temperatura. 11.1.4 Si los resultados de la evaluación de competencia para el servicio indican que el equipo no es conveniente por las actuales condiciones de diseño: •

•

Se puede establecer un nuevo MAWP (o altura de llenado del tanque), una nueva temperatura máxima de diseño, y/o una nueva temperatura del metal mínima de diseño utilizando los procedimientos de evaluación apropiados contenidos en otras secciones de esta práctica recomendada. Se puede reparar o reemplazar las secciones defectuosas del equipo.

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•

PRÁCTICA RECOMENDADA PARA FFS

11-2

Se puede retirar del servicio el equipo.

11.1.2 En la figura 11.1 aparece un diagrama de flujo para procedimientos de evaluación de componentes sometidos a daño por fuego. . 11.4.


11.2.1 Los procedimientos en esta sección se utilizan para identificar y evaluar componentes sometidos a daño por fuego. Este daño potencial incluye cambios en las propiedades mecánicas (esferoidización del acero carbón, crecimiento del grano y disminución en la dureza), disminución en resistencia a corrosión (sensibilización de aceros inoxidables austeniticos) y distorsión y fractura de componentes con limite de presión. 11.2.2 El equipo presurizado en esta sección incluye todos los componentes con límite de presión de recipientes presurizados, tubería, y cursos de recubrimiento de tanques de almacenamiento. Los procedimientos de competencia para el servicio para un tanque reparado, techos flotantes y platos para el fondo del tanque están cubiertos en la sección 2 de API-653. 11.2.3 Los aceros estructurales, las escaleras y las plataformas, normalmente se deforman durante un incendio. Algunas guías en esta sección, tales como resistencia de tracción estimada de la prueba de dureza, pueden ser útiles para tomar decisiones de reparación y reemplazo de estas estructuras. Sin embargo, esta sección no está dirigida a estructuras no presurizadas. La distorsión de extremidades del equipo tales como plataformas no necesariamente significan que el ambiente de presión del equipo no es recomendable para un servicio continúo. El proceso de fluido interno del recipiente debe servir como medio de enfriamiento durante el incendio, preservando las propiedades mecánicas. 11.2.4 Los instrumentos y el cableado comúnmente se dañan durante un incendio. Por eso tales equipos requieren de un análisis detallado de daño potencial antes que los recipientes presurizados, la tubería y otros equipos sean puestos en servicio nuevamente. Con excepción de recipientes presurizados tales como tubería conectada a los instrumentos, los instrumentos de evaluación y cables no están cubiertos en esta sección. 11.4.

Información Requerida

11.3.1 Información del Diseño Original del Equipo En la sección 2, párrafo 2.3.1. se encuentra una vista general de la información requerida para una evaluación del equipo original. 11.3.2 Historia de Operación y Mantenimiento En la sección 2, párrafo 2.3.2 se encuentra una revisión de la historia de operación y mantenimiento requerida para una evaluación Información Requerida/Medidas para una Evaluación FFS 11.3.2.1 La evidencia de daño por fuego se puede recoger durante el transcurso del incendio o después de ser extinguido. El objetivo de recoger esta evidencia es doble: (a) determinar porque el fuego ocurrió y (b) determinar la naturaleza y magnitud de daño para que el equipo pueda ser puesto en servicio nuevamente. a)Como un incendio accidental es un evento ocasional, la recolección extensiva de información durante su duración es poco posible. Sin embargo, la observación de las alertas puede brindar factores significativos acerca de incendios en progreso y ocasionalmente un fuego que arde por varias horas permite una cierta cantidad de documentación y medición distante.

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b) Los incendios en plantas industriales toman diferentes formas. Algunos se concentran en una área pequeña. Otros se dispersan en varios puntos debido al derramamiento bajo presión de material inflamable dentro de zanjas, cunetas o carreteras. En este último caso el daño por fuego puede ser más severo a lo largo de los canales en los cuales el combustible fue regado, mientras que el equipo en medio de los canales se afecta menos. Si el incidente se inicia por una explosión o fragmentación, el daño resultante puede producir múltiples fuentes de combustible y algunos incendios independientes. El investigador debe estar alerta a posibles variaciones cuando estudie la escena del incendio. c) A pesar que cada investigación de incendio es única, la información recogida normalmente sirve para determinar: • • • • •

Las temperaturas extremas a las cuales estuvieron expuestos varios componentes. La naturaleza del combustible. Localización de fuentes o fuente de ignición Tiempo de exposición a estas temperaturas El rango de enfriamiento

d) De los elementos mencionados anteriormente, los tres primeros son los más fáciles de obtener. El tiempo de exposición a temperatura se puede deducir de las bitácoras y los reportes del Departamento de Bomberos. Lo más difícil de obtener es un estimado del rango de enfriamiento. e) Donde las circunstancias y el material humano lo permiten, un video del incendio en progreso es una herramienta muy útil para analizar la naturaleza y la magnitud del daño por fuego. Un incendio en progreso es siempre peligroso e impredecible. No se debe intentar grabar un incendio en progreso sin la aprobación del Departamento de Bomberos que este a cargo de la situación y se deben seguir todos los procedimientos de seguridad. Sin embargo cuando este disponible el video, se puede deducir de la evidencia visual grabada la naturaleza del combustible, el comportamiento del fuego desde su fuente de inicio y las temperaturas extremas. f)

La investigación y evaluación inicial de daños deben estar bien documentadas con fotografías para un estudio posterior. Las declaraciones del personal de planta pueden ser inadecuadas en la recolección de algunos detalles. El vídeo ofrece una excelente técnica para la revisión del área afectada por el fuego.

11.3.2.2 Se debe incluir un video del incidente de incendio y desarrollar lo siguiente para ayudar a identificar el equipo que necesita ser evaluado antes de ser puesto en servicio nuevamente. • • • • • • •

Un plano del área que muestre la localización del equipo. Las ubicaciones de las fuentes de fuego primarias y demás y la dirección del viento durante el incidente consignadas en el gráfico. La localización, direcciones de flujo y tipos de agua utilizada por los monitores y mangueras de incendio para controlar el incidente. Tiempo de duración del incidente. La naturaleza de los reactivos que producen el incendio (combustible) con el fin de estimar la temperatura de las llamas y la compatibilidad de los reactivos con el equipo. La temperatura, presión e información del descargue de la válvula de alivio del equipo antes y durante el incidente. Observe que en muchos casos el almacenamiento en computador de las condiciones de operación del proceso es retenido por un tiempo limitado; esta información se debe recuperar tan pronto sea posible.

11.3.2.3 Se debe definir una zona de exposición al calor para cada recipiente presurizado, tanque y circuitos de tubería sometidos a daños por fuego con el fin de determinar los componentes que requieren una evaluación. En la tabla 11.1 aparece una descripción de las zonas de exposición al calor .

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a) Una zona de exposición al calor para un componente se establece con base en la temperatura de exposición máxima incurrida durante el incendio. Esta temperatura normalmente se establece después que el incendio es extinguido y se determina con base en las observaciones de campo y en el conocimiento de la degradación asociada con el equipo dañado por fuego. El concepto de una zona de exposición al calor implica una región física expuesta a cierta temperatura. Esto generalmente es un método útil para un estudio rápido del equipo, sin embargo, los componentes adyacentes pudieron haber sido expuestos a varios niveles de calor y por eso sufrieron varios daños, debido a que uno de los componentes fue aislado o protegido contra el fuego mientras que el otro no. Finalmente la meta es establecer la zona de exposición al calor para un límite de presión. En el caso que el equipo este completamente aislado o protegido contra incendio, se requiere una segunda evaluación de formación para reclasificar el límite de presión descendente de la zona de exposición al calor del que se determino inicialmente con base en la condición de los componentes no protegidos. b)

Se puede utilizar una amplia gama de observaciones indicadoras de temperatura para categorizar un equipo dañado por fuego dentro de una zona de exposición al calor apropiada. La base para estas observaciones es el conocimiento de los cambios de estado que tienen lugar en materiales a medida que aumenta la temperatura. La oxidación de polímeros y metales, la formación de escamas sobre metales, los, puntos de fusión, los puntos de ebullición y cambios de fase de estado sólido son posibles indicadores de temperatura si se interpretan adecuadamente. En las tablas 11.2 a 11.1 aparecen las formas de degradación, y una vista general de las observaciones asociadas con el daño por incendio pueden utilizar para deducir la temperatura a la cual el componente fue expuesto. En la tabla 11.6 se suministra información adicional a los indicios de temperatura que pueden ser utilizados para establecer una zona de exposición al calor En la tabla 11.7 aparecen los indicadores de temperatura con base en el conocimiento del daño de un componente expuesto a al fuego.

c) En la evaluación se debe utilizar la zona de exposición al calor más alta para un componente expuesto a más de una zona de incendio. El componente se debe asignar a la siguiente zona de fuego más grave si la información reunida durante la investigación es insuficiente para categorizar adecuadamente un componente. Como se describe en el párrafo 11.3.3.3.a) los componentes adyacentes pueden haber estado expuestos a grados variables de calor debido a diferencias en aislamiento y protección a prueba de fuego. Aunque un componente haya estado geográficamente cerca a la fuente de incendio, pudo no haberse afectado si estaba termoaislado. Sin embargo, se debe tener precaución antes de categorizar el equipo. Por ejemplo, no es apropiado categorizar completamente todas las partes de un recipiente termoaislado dentro de una zona de exposición al calor baja, ya que las pestañas, la tubería y otros accesorios que no estén termoaislados pueden haber sufrido daño y por lo tanto se deben asignar a una zona de exposición al calor más alta. Lo predeterminado deber ser categorizar estos componentes no aislados en forma similar a los componentes adyacentes que tampoco tengan aislamiento. d) Un conocimiento de la fuente de incendio puede ayudar a determinar una zona de exposición al calor. El daño por fuego y su calor extremo usualmente se extienden hacia arriba de la fuente de calor (ver figuras 11.2 y 11.3). Las excepciones se encuentran en aquellos casos de fuentes de combustible de alta presión, donde el chorro de la llama o antorcha puede ser altamente direccional. e) Las temperaturas asociadas con el fuego también pueden ser determinadas a partir de reconocimientos infrarrojos o de las lecturas pirometricas ópticas tomadas durante el transcurso del incendio. Normalmente, algunos de los instrumentos no estarán disponibles durante el incidente y las temperaturas extremas se podrán calcular después que el incendio haya sido extinguido. Si se cuenta con el vídeo, las temperaturas se pueden estimar con base en los colores de radiación observados en la superficie del acero durante el incendio. En la tabla11.8 aparecen los colores de radiación correspondientes a diferentes temperaturas .

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El conocimiento de la naturaleza del combustible en un incendio y la fuente de ignición pueden ser útiles para establecer una zona de exposición al calor.

1) Si se conoce la fuente del incendio, el tipo de es obvio con base en los productos inflamables del área. Sin embargo, este no es siempre el caso y los observadores en la escena pueden caracterizar los combustibles con base en el color del humo (ver tabla 11.9) 2) Las fuentes de ignición en plantas petroquímicas y refinerías pueden ser chispas eléctricas, llamas abiertas y superficies calientes expuestas. Las mezclas inflamables de vapores orgánicos y el aire normalmente, muestran una temperatura de autoignición por encima de la cual la mezcla enciende sin una chispa o una fuente de energía adicional. Por ejemplo, una superficie caliente con una temperatura de autoignición excesiva puede ser una fuente ignición. En las tablas11.10 y 11.11 aparecen las temperaturas de autoignición para combustibles. 11.3.2.4 Se debe crear un plan de inspección específico para cada componente sometido a daño por fuego, con base en la primera asignación a una zona de exposición al calor (ver párrafo 11.3.3) y luego teniendo en cuenta las siguientes formas de degradación asociadas con la exposición al calor como se según la tabla 11.6: • • • • • • • • •

• • • • • • • •

El ablandamiento, deformación plástica y sobreenvejecimiento de aleaciones de aluminio. Ablandamiento y deformación plástica de aleaciones de cobre. Endurecimiento y/o templamiento de aceros tratados al calor (Ejemplo ASTM A193B7 pernos salientes). Crecimiento granular, ablandamiento, deformación plástica, endurecimiento o perdida de dureza de aceros carbón y de baja aleación, ejemplo pérdida de una microestructura normalizada. Deformación por fluencia a corto plazo y de ruptura por deformación. Esferoidización de aceros carbón. Mitigación de esfuerzo de aceros inoxidables y aleaciones de níquel (produce fugas progresivas del tubo en intercambiadores de calor). Sensibilización de aceros inoxidables. Contaminación aloide de aceros inoxidables austeniticos u otras superficies de aleación austenitica, especialmente bajo un aislamiento de humedad o si se utilizo agua salada para combatir el fuego. Corrosión del metal por líquidos o fractura tales como goteo de zinc fundido sobre tubería de acero inoxidable austenitica y fracturas del metal causadas por líquidos. Fusión incipiente de aleaciones (fusión localizada de segregación y eutecticas de bajo punto de fusión). Oxidación excesiva del metal provocando pérdida de la pared. Deterioro de empaques y empaquetadoras de válvula. Daños en los sistemas de recubrimiento, especialmente en los recubrimientos aplicados por debajo de la protección de corrosión aislada. Esfuerzos residuales altos debido a la distorsión, tracción y pérdida de soportes. Agrietamiento de metales debido a la distorsión y tracción, por ejemplo, la tracción de componentes internos más fríos agrieta las soldaduras de unión. Fragilización de algunos grados de aceross enfriado a rangos de temperatura críticos. Formación de una estructura de hierro fundido debido a la carbonización y fusión localizada de la aleación rica en carbón (más probablemente en la tubería de hornos procesadores de hidrocarburos).

11.3.2.5 Se debe considerar la recolección de la siguiente información y medidas para componentes asignados a una zona de exposición al calor donde pueden ocurrir cambio de las propiedades mecánicas cambios dimensionales: • • •

Variaciones de circunferencia y diámetro en recipientes cilíndricos. Perfiles de dimensión en recipientes horizontales y verticales. Rectitud de cuerpos y secciones de tubería.

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• • • • • • • •


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Orientación de las boquillas. Medidas de plomada verticales. Pruebas de dureza del metal base y soldaduras. Retiro de fragmentos para pruebas mecánicas. Medidas de grosor de la pared de componentes presurizados. Replicas de microestructura y metalografía in-situ. Técnicas para detección de fracturas en la superficie tales como análisis de partículas magnéticas y de líquido penetrante. Condición de la superficie del equipo con respecto a la formación de escamas, fusión, daño del recubrimiento, condición de aislamiento y condición y construcción de la barrera de clima.

11.3.2.6 Se deben evaluar los componentes sometidos a temperaturas en las cuales se experimenten cambios en las propiedades mecánicas para determinar si el material conserva la resistencia necesaria y las propiedades de dureza estipuladas en el código de construcción original. Los efectos de temperatura sobre propiedades mecánicas de varios metales se incluyen en la tabla 11.6. Si las propiedades mecánicas han sido degradadas; la resistencia real las propiedades de dureza actuales deben ser determinadas con el fin de recalibrar el componente afectado. a) En este contexto, se incluyen los siguientes componentes: •

Recipientes presurizados.

•

Secciones de recubrimiento, cabezas, cuellos de boquillas, pestañas, soportes de recipientes.

•

Sistemas de tubería – secciones de tubo, codos, tees, reductores, pestañas y soportes de tubería.

•

Tanques – cuerpos de tanque y cuellos de boquilla.

b) La prueba de dureza es una herramienta útil para evaluar la perdida de resistencia a tracción en aceros carbón y de baja aleación y como un localizador de magnitud de cambio en otras propiedades de material tales como dureza y ductilidad. Por ejemplo, la dureza se puede medir en áreas de un recipiente presurizado de acero carbón que va a estar en zonas de exposición al calor I a IV (Ver párrafo 11.3.3.3). Estos resultados se pueden comparar con las medidas de dureza obtenidas en las áreas que pudieron haber estado expuestas a temperaturas más altas, Zonas V y VI. c)

Se puede realizar una réplica o metalografía in-situ en superficies de componentes que tengan valores de dureza que están fuera de especificación, altos o bajos, o si se requiere una cierta microestructura, teniendo una microestructura normalizada en un equipo de acero carbón para requerimiento de dureza de temperatura mínima del metal. La replica o metalografia insitu se debe realiazar en áreas del componente presurizado lejos de las que se creen han sido afectadas por el calor, si es posible, comparar estas microestructuras con las microestructuras expuestas al fuego. Se requiere de un Ingeniero Metalúrgico experimentado para la interpretación de las microestructuras.

d) La metalografia insitu es útil para evaluar componentes de acero no-carbón si las ubicaciones de muestra metalografica se pueden localizar dentro de la zona afectada por el fuego y en una zona de temperatura menor del mismo componente presurizado. La comparación de microestructuras es útil en la evaluación de degradación. La metalografía in-situ también es útil para evaluar aceros inoxidables austeniticos sensibilizados u otras microestructuras de aleación. e) Las pruebas de dureza algunas veces dan una indicación de pérdida de dureza; sin embargo, sino hay una correlación directa entre dureza y solidez, esto no es confiable. El ablandamiento

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debido a templamiento por debajo de la temperatura critica más baja (aproximadamente 718ºC (1325ºF) para aceros carbón) normalmente produce pequeños cambios de dureza para la mayoría de los aceros utilizados en la construcción de recipientes presurizados, tubería, tanques y componentes estructurales. Por lo tanto, la exposición al calor a temperaturas por debajo de este límite normalmente no son problema. En contraste, un calentamiento por encima de la temperatura critica más baja produce transformaciones de fase que pueden afectar dramáticamente la dureza. Dependiendo del tiempo de exposición al calor, el nivel de temperatura del material y en particular el rango de enfriamiento, el material puede tener la misma o diferente dureza como el componente en una condición de exposición de precalentamiento. En tales casos, la degradación de dureza no se puede deducir de los resultados de esta prueba. La prueba de dureza tiene una oportunidad mejor de detectar esta condición si se hace en varias áreas de un componente (un patrón de rejilla). Las áreas calentadas por encima de la temperatura crítica más baja normalmente están rodeadas por áreas de templamiento que muestran una menor dureza, de modo que resulta un patron de dureza anómalo. En este caso, se puede requirir una metalografia de campo, toma de muestras para pruebas mecánicas u otros métodos para calcular la dureza. f)

Si las lecturas de dureza y la metalografia de campo in-situ son inconclusas para determinar si el equipo de acero carbón o de baja aleación ha experimentado una disminución en las propiedades mecánicas, se debe considerar la toma de un fragmento de la pared del componente para una evaluación destructiva. La evaluación destructiva incluye pruebas de tracción, pruebas de dureza o pruebas de impacto charpy y examen metalografico de las superficies expuestas al fuego y planos de corte tranversal.

11.3.3 Recomendaciones para Técnicas de Inspección y Requerimientos de Tamaño. 11.3.3.1 Se deben tomar los perfiles de dimensión del cuerpo para equipo sometido a daño por fuego. Los perfiles dimensionales de recipientes verticales se pueden obtener trazando una línea vertical de referencia desde la parte alta del recipiente y midiendo las protuberancias y hendiduras de las secciones del cuerpo con respecto a esta línea vertical en incrementos apropiados. Un ejemplo de cómo se mide un perfil para un recipiente vertical se muestra en las figuras 11.4 y 11.5. Los perfiles de dimensión de tanques horizontales se puede tomar en una forma similar utilizando un nivel horizontal. Los métodos adicionales para determinar las distorsiones del cuerpo utilizando de medición de campo se encuentran en la Sección 8. 11.3.3.2 Se deben tomar las medidas de dureza en todo el equipo sometido a daño por fuego con el fin de evaluar la resistencia del material dañado después del incendio (ver páarrafo11.3.3.6b). Cuando se hacen mediciones de dureza de campo, se recomienda el retiro de aproximadamente 0.5 mm (0.02 plgs) superficie metálica en el área de lectura para retirar escamas de oxido y carburizacion o superficial. 11.3.3.3 Otras técnicas de inspección, tales como prueba de partículas magnéticas y de líquido penetrante pueden ser necesarias con base en el modo de deterioro observado o factible (ver párrafo 11.3.3.4). 11.3.3.4 El examen no destructivo de material por medio de una replica es un método de examen metalográfico que expone (o duplica) la microestructura del material de la superficie (ver párrafo 11.3.3.6.c). a)

Método- Para este examen normalmente se utiliza un equipo portátil. La preparación de la superficie se debe hacer con un esmerilado progresivo para remover escamas, carburización superficial y otros materiales. Después de un esmerilado final, las superficies se deben pulir de las siguientes maneras: Pulimento electrolítico o mecánico utilizando discos y pasta de diamante (tamaño de partícula de 1 µ a 7µ). Después de pulir, la superficie debe estar totalmente limpia y seca. Es muy importante limpiar completamente la superficie después del electropulimiento para prevenir corrosión de electroliticos agresivos en la superficie recientemente pulida. Se ablandaza

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una tira de cinta de acetato en un solvente y se presiona contra la superficie pulida. Una vez la cinta se seca se remueve, se puede cubrir con oro o carbón y se pueden ver las características. b) Aplicación – el método de replica se puede utilizar para el examen de todos los materiales metálicos. La replica se utiliza normalmente para evaluar la microestructura de los materiales y determinar el tipo de grieta. Este método esta limitado a áreas relativamente pequeñas para examen y evaluación, y como continuación de otros métodos de detección tales como el de partículas magnéticas o el de corriente Eddy. Las grietas por deformación se pueden identificar con mayor anticipación utilizando el método de replica que con otros métodos NDE. Esta detección temprana nos da tiempo para planear reparaciones y/o reemplazos evitando reparaciones no programadas. c) Detección del defecto - Debido a que cada tipo de grieta tiene características especificas, una determinación del tipo de daño es posible con este método. Si se desea mayor evaluación para componentes metalúrgicos y microestructurales (tales como carburos, cabidades, etc), las replicas pueden ser recubiertas con un material conductor, reflectivo, y estudiadas en un microscopio electrónico. d) Limitaciones – El método de replica se puede utilizar solamente en superficies que sean de fácil accesos. Las condiciones de la superficie deben estar expuestas, secas y a una temperatura ambiente, alrededor de (-18 ºC a 32ºC (0ºF a 90ºF)) 11.3.3.5 La prueba de fugas de un equipo mecánico sometido a daño por fuego en zonas de exposición al calor IV y más altas se debe considerar antes de poner el equipo nuevamente en servicio. El tipo de equipo incluye pero no está limitado a: • • • • •

11.4.

Conexiones por pestaña. Conexiones roscadas las cuales no estén selladas por soldadura. Válvulas (se debe considerar una prueba de recubrimiento y sellamiento de acuerdo con API 598). Empaquetaduras. Uniones laminadas en tubería de intercambiadores de calor.


11.4.1 Generalidades Una revisión de los niveles de evaluación se encuentran en la figura 11.1. El procedimiento de evaluación del nivel I es una selección de criterios donde la aceptabilidad para un servicio continuo se basa en la zona de exposición al calor asignada y en la metalurgia del componente que se está evaluando. La selección de criterios es conservadora y no requiere cálculos para establecer la conveniencia para un servicio continuo. • Las reglas de evaluación del nivel 2 dan un estimado mejor de la integridad estructural de un componente brindando una guía para evaluar la resistencia del material de un componente dañado por fuego. Se incluyen los procedimientos de evaluación para rexalibración, incluyendo métodos de evaluación para fallas y daños ocurridos durante el incendio (áreas delgadas locales, defectos en forma de grieta y distorsiones del cuerpo). Los procedimientos de evaluación se aplican a componentes sometidos a una zona de exposición al calor de V o mayor o cuando los cambios dimensionales se notan durante una inspección visual. • Los procedimientos de evaluación del nivel 3 se pueden utilizar si las técnicas simplificadas de análisis de esfuerzo y la resistencia actual del componente establecida, utilizando los procedimientos del nivel 2, producen en una evaluación inaceptable. En una evaluación de nivel 3 se pueden utilizar técnicas detalladas de análisis de esfuerzo y una metalografia de campo insitu o el retiro y prueba de muestras de material para que la evaluación no sea tan conservadora. 11.4.2 Evaluación de Nivel 1 •

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11.4.2.1 El objetivo de la evaluación de nivel 1 es reunir y documentar las observaciones e información utilizadas para justificar la asignación de un componente a una zona de exposición al calor. Los componentes asignados a una zona de exposición al calor en los cuales las propiedades del material o las dimensiones del componente no han cambiado y son convenientes para una operación continua sin la necesidad de una evaluación más profunda. Los niveles de zona de exposición al calor para materiales de construcción que son aceptados en la evaluación del nivel 1 se encuentran en la tabla 11.12. 11.4.2.2 Se deben incluir inspección de empaquetaduras y revisión de fugas de las uniones de pestañas en una lista de revisión inicial para componentes que una evaluación de nivel 1. 11.4.2.3 Puede ocurrir un daño en el revestimiento protectivo para algunos componentes que satisfacen los criterios de aceptación del nivel I. Aunque los revestimientos protectivos no se consideran en la evaluación de competencia para el servicio, se debe considerar la condición de los revestimientos aplicados a los componentes para protección contra la corrosión, al relacionar la acción correctiva antes de poner en marcha el equipo aceptado. Además, si esta presente un revestimiento interno para evitar la degradación (corrosión y agrietamiento por esfuerzo), se debe verificar su integridad, particularmente si en una evaluación FFS anterior se concluyo que el recubrimiento era necesario. 11.4.2.4 Si el componente no reúne los requerimientos de evaluación de nivel 1, se puede considerar lo siguiente o sus combinaciones: • •

Reparación, remplazo o retiro del componente, y/o Implementar una evaluación de nivel 2 o 3.

11.4.3 Evaluación de Nivel 2 11.4.3.1 Los componentes presurizados que no pasen la evaluación de nivel 1 se pueden evaluar para un servicio continúo utilizando una evaluación de nivel 2. Esta evaluación debe considerar los modos de degradación descritos en el párrafo 11.3.3.4. 11.4.3.2 En la figura 11.6 aparece una vista general del procedimiento de evaluación de nivel 2. a) El primer paso en la evaluación es realizar revisiones dimensionales en componentes presurizados. Las revisiones dimensionales generalmente toman las siguientes formas; desplome general o deformación plástica de un componente y distorsión localizada del cuerpo. Como se describe más adelante, las formas de un desplome general o deformación plástica dependen del tipo de equipo mientras que las distorsiones locales del cuerpo tales como protuberancias son comunes para todos los tipos de equipo: 1) Recipientes presurizados verticales – Se determina el desplome desde un plano vertical. La excentricidad del peso del recipiente causada por el desplome produce esfuerzos de pandeo adicionales mayores de cargas en los tornillos de anclaje. 2) Recipientes presurizados horizontales – Se determina la deformación plástica medida desde un plano horizontal. Un deformación plástica grave puede producir un incremento de esfuerzo localizado en los caballetes de soporte. 3) Esferas de almacenamiento –Se determinar el desplome de los párales de soporte verticales. El desplome de los párales de soporte puede producir un incremento de esfuerzo localizado en las uniones de soporte - recubrimiento. 4) Tanques de almacenamiento atmosféricos –Se determinar el desplome del cuerpo del tanque. El desplome puede producir un esfuerzo del cuerpo más alto y la pérdida de

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circunferencia del cuerpo que puede producir problemas operacionales (ligamientos de un techo de flotación interno o externo). 5) Sistemas de tubería – Se determina el desplome desde un plano vertical y la deformación plástica desde un plano horizontal. Todas las distorsiones de la configuración de la tubería puede producir mayores esfuerzos. b) La prueba de dureza se utiliza para determinar la resistencia de tracción aproximada de un componente expuesto al fuego. La información se utiliza después con los de procedimientos de recalibración de este documento para establecer un MAWP aceptable. Se requiere información adicional para evaluar el daño específico de desgaste localizado, distorsiones del cuerpo y deformación por fluencía. c) Los componentes que experimentan cambios dimensionales brindan una visión dentro de las evaluaciones adicionales que se requieren. Esta introspección basa en la observación de que el equipo acero carbón que no experimenta una reducción significantiva en las propiedades de resistencia a altas temperaturas en corto término las cuales producirían un cambio de dimensión (desplome, deformación plástica o protuberancias) alcanzando una temperatura en exceso de hasta de 427ºC (800ºF). 11.4.3.3 Se puede utilizar el siguiente procedimiento evaluar la operación continúa de un componente presurizado construido con acero carbón o de baja aleación si se sospecha que las propiedades de resistencia mecánicas han sido afectadas por la exposición al fuego. a) Paso 1- Si los componentes están fabricados con acero carbón y/o de baja aleación, entonces se realiza una prueba de dureza del componente y se conviertena los valores resultantes en un estimado de resistencia de tracción final utilizando la tabla F1 del apéndice F. Si el componente está fabricado con materiales de alta aleación a base de níquel, se requiere de un método alternativo para determinar el nivel de esfuerzo aceptable para una evaluación de competencia para el servicio. Puede ser necesaria evaluación adicional de materiales dependiendo de la gravedad observada del daño y de los requerimientos de servicio futuro. Esta evaluación puede incluir una metalografía de campo in-situ para determinar la condición de un componente (ver párrafo 11.3.3.6.c). Las guías para este tipo de evaluación se encuentran en la figura 11.7. b) Paso 2 –Se determina el esfuerzo aceptable para un componente dañado por fuego con base en el esfuerzo de tracción final calculado en (a) utilizando la siguiente fórmula:

Safd = min

ht

C ism S

SaT uts

SaA

, SaT

c) Paso 3- Se realizan los cálculos MAWP necesarios utilizando el valor de esfuerzo permisible derivado dell paso 2 y las ecuaciones del apéndice A. d) Paso 4 – Si se presentan formas de daño adicionales, se debe modificar el MAWP utilizando las secciones apropiadas en este documento:

•

Desgaste general – Sección 4.

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Desgaste local – Sección 5.

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Picaduras por corrosión– Sección 6.

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Ampollas y laminaciones – Sección 7.

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Distorsiones del cuerpo incluyendo deformación circunferencial y combas – Sección 8.

•

Defecto en forma de grieta – Sección 9.

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e) Paso 5 – Se evalua el daño por deformación del componente utilizando la sección 10. Normalmente los componentes sometidos a altas temperaturas durante un incendio no experimentan un daño de deformación significativo porque el tiempo de exposición a temperatura es corto y las tensiones por deformación y daños asociados no son acumulables. 11.4.3.4 Otros efectos que se deben considerar en la evaluación son: a) Los accesorios internos que puedan haber estados sometidos a gradientes térmicos prolongados durante un incendio se deben inspeccionar para detectar fracturas en la superficie de la placa y en la soldadura. Pueden ocurrir gradientes térmicos altos entre el cuerpo y los componentes internos debido a los efectos del enfriamiento del proceso. Esta inspección es muy importante para componentes internos fabricados con materiales con un coeficiente de expansión térmica significativamente diferente del coeficiente del cuerpo (accesorios internos de acero inoxidable austeniticos soldados a un cuerpo de acero carbón). b) Los componentes que están siendo recalibrados debido a la reducción en las propiedades mecánicas se deben evaluar por posibles cambios en la resistencia a la corrosión en servicio a las cuales el recipiente esta expuesto (es necesario aumentar l provisión de corrosión futura). c) Las áreas en las cuales se acumula el líquido pueden resultar del desplome, la deformación plástica y distorsiones localizadas del componente. El líquido acumulado en estas áreas puede producir una corrosión acelerada o problemas operacionales. 11.4.3.5 Los efectos benéficos de PWHT (alivio de esfuerzo), pueden estar comprometidos debido a la exposición al calor. Los componentes presurizados que fueron sometidos a PWHT de acuerdo con el código de construcción original (basados en el grosor de la pared) o resistencia para el servicio (servicios de fractura de acero carbón en SCC cáusticas y humedad H 2 S) se deben evaluar para comprobar si los beneficios del PWHT están comprometidos: a) Para acero carbón, la emisión es usualmente una descarga de esfuerzo residual, pero algunas veces para aliviar las zonas fuertes de la microestructura o para incrementar la dureza. La distorsión y/o el enfriamiento en los esfuerzos por combatir el fuego pueden dejar al componente con esfuerzos residuales mayores que pueden conllevar a agrietamientos relacionados con servicio. b) Para aceros de baja aleación, la cuestión generalmente es mantener las propiedades mecánicas. El PWHT original fue realizado para templar una microestructura dura y/o mejorar su dureza. La exposición al calor puede llevar a un debilitamiento de la microestructura muy grave en el componente, la cual sino se corrige puede resultar en una falla prematura. 11.4.3.6 Si el componente no reúne los requerimientos de evaluación de nivel 2 se debe considerar lo siguiente o sus combinaciones: •

Reparar, reemplazar o retirar el componente.

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• •

•

11.4.4


11-12

Ajustar el FCA aplicando técnicas de corrección (ver sección 4 párrafo 4.6) Ajustar el factor E de eficiencia para unión de soldadura, implementando un examen adicional y repitiendo la evaluación (ver sección 4 párrafo 4.2.2.c) y/o. Realizar una evaluación de nivel 3 Evaluación de Nivel 3

11.4.4.1 Se puede realizar una evaluación de nivel 3 de un componente dañado por fuego si el componente no satisface los criterios de evaluación de los niveles 1 y 2. La evaluación de nivel 3 se utiliza normalmente por las siguientes razones: a) Las técnicas de análisis de esfuerzo simplificados asociadas con la evaluación de nivel 2 no se pueden utilizar para representar la condición actual del componente. En muchos casos, el componente puede estar severamente deformado o las distorsiones del cuerpo pueden estar localizadas en la región de discontinuidad estructural mayor. En estos casos, se puede utilizar las técnicas de análisis de esfuerzo que aparecen en el apéndice b). b) La resistencia actual del material establecida a partir de una prueba de dureza puede ser conservadora, dando como resultado un MAWP menor. Es posible realizar metalografía de campo in-situ (ver párrafo 11.3.3.6) o la prueba de muestras del material para desarrollar un cálculo mejor de la resistencia del material. 11.4.4.2 Se necesita de una evaluación de nivel 3 si en un tiempo futuro, se requiere un aumento de la MAWP (o temperatura) más allá de la MAWP actual (antes del incendio) de un componente conocido dañado por fuego. Se debe probar una muestra de material para establecer un valor de esfuerzo permisible aceptable que se usará en los cálculos de recalibración. No se deben utilizar cálculos de cambios en propiedades mecánicas basados únicamente en las mediciones de dureza y microestructuras para aumentar el valor del esfuerzo permisible de un componente sometido a daño por fuego 11.5


11.5.1 Las secciones aplicables de este documento se pueden utilizar para evaluar la vida remanente para mecanismos dañados citados en el párrafo 11.4.3.3.d). 11.5.2 El daño por deformación y la vida remanente asociada se pueden calcular utilizando los procedimientos de evaluación de la sección 10. 11.6

Correctivos

11.6.1 Las técnicas de corrección para mecanismos de daño citados en los párrafos 11.4.3.3 d) están contenidas en las secciones aplicables de este documento. 11.6.2 Si el componente esta altamente distorsionado o con deformación plástica, se puede agregar soportes para reducir el esfuerzo asociado con la condición de deformidad. Por ejemplo, el esfuerzo de flexión incrementado como resultado del desplome en una torre de proceso se acepta si los cables tensores o alguna otra forma de soporte se introduce para minimizar el esfuerzo de flexión asociado con las cargas de viento. Nótese que los soportes adicionados se pueden designar para acomodarlo a la expansión térmica del equipo. 11.7

Monitoreo en Servicio Las recomendaciones para monitoreo en servicio de mecanismos de daños citados en el párrafo 11.4.3.3 d) se encuentran en las secciones aplicables de este documento.

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11.8


11-13

Documentación

11.8.1 La documentación para una evaluación FFS debe incluir la información citada en la sección 2 párrafo 2.8. 11.8.2 La información utilizada para asignar las zonas de exposición al calor, las medidas para cuantificar las distorsiones del componente, los cambios en las propiedades mecánicas, cálculos para MAWP, y los cálculos de vida remanente se deben resumir y documentar. 11.8.3 Toda la documentación incluyendo los cálculos utilizados para determinar la competencia para el servicio de un componente presurizado se debe mantener con los reportes de inspección para el componente o para una pieza del equipo en el Departamento de Inspección del usuario/propietario. 11.9

Nomenclatura

C ism

= Margen En-Servicio , se recomienda, 0.25

S afd

= Esfuerzo permisible para un material dañado por fuego (MPa:psi)

S aA

= El esfuerzo permisible del código o estándar de diseño original cuando se toman Las pruebas de dureza (MPa:psi )

S aT

= El esfuerzo permisible del código o estándar de diseño original a una temperatura de diseño especifica (MPa:psi)

ht

S uts

= última resistencia a tracción basado en una prueba de dureza del paso 1 (MPa:psi)

11.10 Referencias 1. ASM "Pulvimetarlurgia", Manual de Metales, Volumen 7, 8 th Edición Sociedad Americana de Materiales. p 133, 1972 2. ASM "Propiedades y selección: Hierro y Aceros", Manual de Metales, Volumen 1, 9 th Edición, Sociedad Americana de Materiales, p 204, 1978 3. Hau, J.L., "Evaluación de Daño por Fuego para Recipientes Presurizados en una Unidad de Refinería", Corrosión, pp 420-437, Vol.49, No. 5, 1993 4. MTI, "Guías para Evaluar Daños por Fuego y explosión ", Publicación MTI No 30, Instituto de Tecnología de Materiales de las Industrias de Procesos Químicos 5. MTI, "Guías para Prevenir Fractura por Corrosión-esfuerzo en las Industrias de Procesos Químicos", Publicación MTI No. 15, Instituto de Tecnología de Materiales de las Industrias de Procesos Químico, Inc., 1990 6. Treseder, ed., Libro de Referencia de Ingenieros de Corrosión, Asociación Nacional de Ingenieros de Corrosión

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11.11 Tablas y Figuras Tabla 11.1 Descripción de Zonas de Exposición al Calor para Evaluar el Daño por incendio (1) Zona de Exposición al Calor

Descripción

I

Temperatura ambiente durante el evento de incendio Temperatura ambiente a 66°C (150!F); humo y exposición al agua 66°C a 204°C (150°F a 400°F); ligera exposición al incendio >204°C a 427°C (>400°F a 800°F); moderada exposición al incendio >427°C a 732°C (>800°F a 1350°F); Fuerte exposición al incendio >732°C (>1350°F); Grave exposición al incendio

II III IV V VI

Efectos térmicos sobre Materiales en la Zona de Incendio ----Tabla 11.2 Tabla 11.3 Tabla 11.4 Tabla 11.5

Notas: En la tabla 11.6 se proporciona una vista general del daño que puede ocurrir en cada zona de incendio.

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Tabla 11.2 Guías para Observación de Daño por Fuego – Efectos Térmicos en Materiales Zona III de Exposición al Calor, 66ºC a 204ºC (150ºF a 400ºF) Temperatura (1) ºC ºF 93 200 149

300

400

750

204

400

190 177

375 350

182 260

360 500

204

400

Materiales de Construcción

Formas de Uso

Efectos Térmicos

Recubrimientos en Vinilo (3) Pinturas en Tanques, Acero (4) (5) Estructural, etc.

Comienza a derretirse, Fluir y Hervir; Pueden Arder Recubrimientos Alkydos (6) Pinturas en Tanques, Acero Visible Cambio de Color; Estructural, etc. Agrietamiento de Superficie Silicato de Zinc Inorgánico Pinturas en Tanques, Acero Comienza a Derretirse, (10) Estructural, etc. Fluir y Hervir; pueden Arder Poliuretanos y Epóxicos (11) Pinturas en Tanques, Acero Visible Cambio de Color; Estructural, etc. Ampollamiento y Carbonamiento Polietileno HD UHMW (7) Tubos Ablandamiento y fusión Neopreno (2) (8), Elastómeros Empaques, Diafragmas, Mangueras Ablandamiento, fusión, alguna Ebullición y Carbonamiento Soldadura de Estaño/Plomo Conectores de Equipos Eléctricos Se fusionan Fenolicos Cocidos (9) Capa Adhesiva de Fibra de Vidrio, Decoloración de la Recubrimiento de Tanques Superficie; Ampollamiento Adhesivo Acrílico Recubrimiento a Prueba de Agua Agrietamiento, para Aislamiento Carbonamiento

Notas: 1. Las temperaturas que se muestran en esta tabla son los limites de temperatura más bajos donde se observa un daño significativo. Pueden ocurrir efectos similares a temperaturas más altas en tiempos más cortos. 2. Los efectos de calor en materiales de caucho sintéticos varían en su mayoría debido a la formación de elastomeros particulares y producto final. No intente ser demasiado especifico con base en observaciones de condición elastomera. 3. El termino vinilo puede significar dos cosas diferentes cuando se trata de pintura. Las soluciones vinílicas son pinturas empacadas, disueltas con resinas polimericas en un solvente de hidrocarbon fuerte. El otro tipo de vinilo es similar a la pintura de látex de uso domestico; estas pinturas con base en agua son normalmente acrílicos vinílicos, pero también pueden ser acetatos vinílicos y otro tipo de polímeros. 4. Los recubrimientos de solución vinílica (Termoplásticos) tienen una temperatura de servicio continuo máxima alrededor de 60º a 66ºC (140º a 150ºF) y su rango de ablandamiento en 66º a 82ºC (150º a 180ºF); arriba de 93ºC (200ºF) estos recubrimientos se comienzan a derretir y fluir, (emitiendo ácido clorhídrico como subproducto). Estos pueden ampollarse pero genéricamente no son buenos candidatos para arder o carbonarse. El contenido de alógeno significativo inicialmente sofoca la combustión. 5. Las pinturas de látex tipo vinilo también son termoplásticas pero generalmente no contienen cloruros u otros halógenos. Estos materiales comienzan a derretirse y fluir arriba de 93ºC (200ºF) como muchas soluciones vinílicas pero arden diferente. 6. Los alquidos termoendurecidos y aquellos que tienen una resistencia a la temperatura mucho mejor que los vinilos. Los alquidos pueden soportar de 107º a 121ºC (225º a 250ºF) continuamente por meses o años. Un buen alquido puede soportar 149ºC (300ºF) por varias horas. Los primeros síntomas de daño por oxidación/calor pueden ser el amarillamiento y el agrietamiento de la superficie. Colores diferentes significan pigmentos diferentes y los cambios en el color pueden ser importantes.

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Notas (tabla 11.2 Cont.) 7. El polietileno UHMW y HD utilizado como tubo, tiene un rango de temperatura de 66º a 71ºC (150º a 160ºF) dependiendo del material y presión. La temperatura de ablandamiento es de 127ºC (260ºF); esta toma algún tiempo a temperaturas por encima de 149ºC (300ºF) para causar una fusión apreciable. Se considera que el tubo HDPE esta soldado de 204º a 260ºC (400º a 500ºF) dependiendo de la técnica. 8. El neopreno tiene un rango de temperatura de secado de 149º a 177ºC (300º a 350ºF) dependiendo de formulaciones especificas. La resistencia a oxidación, llamas y envejecimiento por calor/aire son muy buenas para el caucho. El neopreno es un tipo de caucho clorinatado y también resistente a la combustión. 9. Los fenolicos cocidos termoendurecidos, normalmente se curan en un rango de 163º a 204ºC (325º a 400ºF). Los fenolicos normalmente son rojos, café o inicialmente negros, por eso un cambio en el color puede ser difícil de observar. Aunque esta clase genérica puede degradarse por encima de un rango de temperatura, los materiales necesitan estar a temperaturas cercanas a 260ºC (500ºF) antes que se observe una degradación mayor. 10. Para bases con Silicato de Zinc, los adhesivos de Silicato pueden soportar alrededor de 538ºC (1000ºF)Sin embargo el pigmento de Zinc metálico puede ser afectado por encima del punto de fusión cercano a 399ºC (750ºF) 11. Los poliuretanos y epóxicos normalmente soportan temperaturas alrededor de 149ºC (300ºF) sin impacto real. Estas pinturas pueden comenzar a ampollarse y/o carbonarse una vez la temperatura exceda los 204ºC (400ºF). Como en las pinturas alquidas, pueden ocurrir cambios de colores. Por ejemplo, un color amarillo común final se obtiene con oxido férrico hidratado y a medida que se calienta el agua la hidratación disminuye y el recubrimiento comienza a tornarse rosado.

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Tabla 11.3 Guías para observar daño por incendio- Efectos térmicos sobre Materiales Zona de Exposición al Calor IV, >204°C a 427°C (>400°F a 800°F) Temperatura (1) (°C) (°F) 204 400

Material de Construcción Aleaciones de aluminio templado

Formas de uso

Efectos térmicos

Tubos y tanques de T6 u otro temple

Resistencia reducida (revisar dureza y conductividad eléctrica Carbonizaciónquemaduras Desarrolla color azul templado Se derrite

232+

450+

Madera- varios

Varios

260

500

271

520

Maquinaria o partes de instrumentos Cojinetes de manguito

282

540

330

623

Acero- trabajado en máquina, brillado Babbit (2)- Basado en plomo Cobre- estirado en frío, templado brillante Plomo (blando)

388

730

Fundición de zinc/ aluminio

421

790

Cinc

Tubería de instrumentos y condensadores Revestimiento en tubos y tanques Mangos pequeños de válvulas y partes de instrumentos Revestimiento galvanizado para estructuras de acero

Se ablanda, el grano se vuelve áspero Se derrite Se derrite Se derrite

Notas: 1. Las temperaturas relacionadas en esta tabla son los límites inferiores de temperatura donde se observa daño significativo. Efectos similares pueden ocurrir a temperaturas más altas en tiempos más cortos. 2. Nombre comercial

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Tabla 11.4 Guías para observar daño por incendio- Efectos térmicos sobre Materiales Zona de Exposición al Calor V, >427°C a 732°C (>800°F a 1350°F) Temperatura (1) (°C) (°F) 482 900

Material de Construcción Aceros templados

Formas de uso

Efectos térmicos Reduce la resistencia

510

950

Vidrio

Resortes, abrazaderas, 4140 (especialmente tornillos de cabeza hexagonal) Bombillos

538

1000

Acero inoxidable 18-8

Recipientes, tubería, etc

593

1100

Acero

Recipientes y tubería

621

1150

Maquinaria y válvulas

649

1200

Acero inoxidable endurecido por precipitación Acero

657

1215

Aluminio

695 704

1285 1300

Vidrio Cobre

710 732

1310 1350

Vidrio Soldadura de plata

Recipientes, tubería, estructuras Tanques, tubería, accesorios Ventanas Tubería, tubos, recipientes Pyrex (2)- tubo, visores Uniones soldadas en accesorios

Se distorsionan y se derriten Se reduce su resistencia a la corrosión (carbide PPT) Distorsión térmica y deformación por fluencia, algunos se escarian Resistencia reducida—se envejece rápidamente Oxidación rápidaEscamas negras gruesas Se derrite Se derrite Oxidación rápida- negro Se derrite Se derrite (puede comenzar a menor temperatura)

Notas: 1. Las temperaturas relacionadas en esta tabla son los límites inferiores de temperatura donde se observa daño significativo. Efectos similares pueden ocurrir a temperaturas más altas en tiempos más cortos. 2. Nombre comercial

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Tabla 11.5 Guías para observar daño por incendio- Efectos térmicos sobre Materiales Zona de Exposición al Calor VI, >732°C (> 1350°F)

Temperatura (1) (°C) (°F) 760 1400

Material de Construcción Acero

816

1500

Acero

904

1660

Cinc

982 1093 1307 1399 1454 1516 1685

1800 2000 2385 2550 2650 2760 3065

Vidrio celular Cobre Aleación c- 276 Fundición 316 SS 316 ss- forjado Acero Titanio

Formas de uso

Efectos térmicos

Recipientes y tubería

Esferoidiza en carburo de hierro Todas las formas- la más Austenitiza— susceptible es la baja enfriamiento lento iguala aleación el temple, el templado rápido lo vuelve duro y frágil Galvanización sobre Se oxidiza y se convierte acero en polvo blanco o se vaporiza Aislamiento térmico Se derrite Tuberías Se derrite Recipientes, tuberías Se derrite Bombas, válvulas Se derrite Recipientes, tubos Se derrite Varios Se derrite Recipientes, tubos, etc. Se derrite

Notas: 1. Las temperaturas mostradas son aquellas en las que comienza un daño significativo en el material de construcción. 2. Las temperaturas relacionadas en esta tabla son las temperaturas más bajas donde comienzan los efectos del calor. Pueden ocurrir efectos similares a mayores temperaturas en tiempos más cortos.

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Tabla 11.6 Guías para Evaluar los efectos del daño por incendio Descripción de los tipos de daño que pueden ocurrir en las categorías de zona de Exposición al Calor Zona de Exposición al Calor ZONA 1 No hay evidencia de contacto con calor, llama o humo ZONA 2 Contacto con humo y agua, pero no hay exposición al calor

Promedio de Temperatura

ZONA III Ligera exposición al calor

>66°C (150°f) A 204°C (400°F)

ZONA IV Exposición media al calor

Efectos de la Temperatura/ calor

AMBIENTE

Equipo limpio. Los elementos de plástico, pintura y elastómeros no están afectados

AMBIENTE A 66°C (150°F)

Equipo sucio y húmedo. No hay efectos sobre la pintura, los elastómeros o elementos plásticos

Vinilos y pinturas ampollada, pinturas ennegrecidas, elastómeros endurecidos, plásticos carbonizados o derretidos, soldaduras de plomo derretidas. >204°C (400°F) Revestimientos A orgánicos 427°C (800°F) ampollados. Los plásticos y el caucho carbonizados o derretidos. Aislamiento del encablado eléctrico destruido

Observaciones y conclusiones

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No hay daño, aceptable para operación

No hay daño en el equipo principal. El agua y el humo pueden haber dañado el aislamiento, las camisas de aislamiento y los mecanismos delicados o electrónicos. (1) El humo o los vapores de compuestos clorados. Ej. PVC, emiten cloro o HC, pueden dañar las partes electrónicas o contaminar el aislamiento (2) No hay daño en el equipo principal. Algún daño a las partes no metálicas. Revise los empaques (3) Encablado eléctrico y componentes electrónicos dañados (4) Las correas de los ejes de la maquinaria necesitan reemplazo. Revise si hay presencia de cloro o HCL por cloruros orgánicos en combustión. (2) Daño general grave al equipo auxiliar tal como encablado eléctrico, tableros de circuitos y motores. Se deben reemplazar todos los empaques, excepto aquellos hechos de metal o grafito. Los resortes en las válvulas de alivio de presión se descalibrarán. También pueden estar afectados los discos de ruptura por el calor y deben ser reemplazados. (5) Las uniones de rodillo en los intercambiadores de calor podrían estar afectadas. Las uniones de la tubería podrían presentar escapes. Consulte a los ingenieros mecánicos acerca de componentes presurizados en aleación de cobre si se observa pérdida de resistencia en la aleación (6)

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Tabla 11.6 Guías para Evaluar los efectos del daño por incendio Descripción de los tipos de daño que pueden ocurrir en las categorías de zona de Exposición al Calor Zona de Promedio de Efectos de la Exposición Temperatura Temperatura/ calor al Calor ZONA IV Las aleaciones de aluminio Exposición pueden experimentar media al pérdida considerable de calor (cont.) resistencia debido a envejecimiento excesivo y recristalización. También puede ocurrir distorsión de las aleaciones de aluminio. Los aceros estructurales, los aceros inoxidables, las aleaciones de níquel templado, el titanio no tratado con calor y las aleaciones de circonio generalmente no se ven afectados. Comienza la posibilidad de fragilamiento de metal líquido y puede afectar la integridad del equipo ZONA V >427°C (800°F) Los no metales destruidos Exposición A o consumidos. El aluminio, grave al 732°C (1350°F) la pira y algunas calor. soldaduras de plata se Exposición derriten. directa a Los extremos de tubos llamas, no cold- rolled en los hay intercambiadores de calor incidencia. pueden se liberados del Este es el esfuerzo causando escapes. área más Los metales trabajados en importante frío o tratados con calor de efectos pueden ser ablandados. de daño por Revise los resortes en las incendio. válvulas de alivio de El equipo presión. Revise los pernos principal ha A193- B7 en pestañas. sido Revise el calentamiento expuesto a localizado y el esfuerzo del calor equipo de acero en servicio radiante crítico. severo, pero La exposición durante no lo largo tiempo a estas suficiente temperaturas puede afectar para la estructura del grano, la destruirlo. propiedades y la resistencia a la corrosión de aceros y aceros inoxidables. Cuando el acero comienza la oxidación, entre más gruesa sea la escama, mayor es la temperatura.

Observaciones y conclusiones 







 



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

El equipo de aluminio a menudo requiere de reemplazo (6)

Generalmente puede ser puesto en servicio nuevamente (7)

Reemplace las partes metálicas susceptibles que hayan tenido metal derretido sobre ellas reparando las áreas dañadas (soldando o usando un esmeril) e inspeccione para determinar si hay grietas. (8)

Todo el equipo auxiliar y la tubería pequeña y los materiales de cobre deben ser reemplazados. Concéntrese en el equipo principal Se debe reemplazar toda la empaquetadura. Se debe limpiar, inspeccionar y probar el equipo principal, incluyendo los recipientes presurizados, los intercambiadores de calor y el equipo giratorio. En las áreas de mayor temperatura, reemplace todos los tornillos B7. (10) Los componentes presurizados pueden necesitar muestreos metalúrgicos para determinar el grado exacto de los efectos por exposición a altas temperaturas. (13) Los componentes de recipientes, tuberías y tanques, y los soportes de acero estructural asociados pueden requerir de reparación o reemplazo. Los aceros inoxidables carbón regulares se sensibilizan y pueden necesitar reemplazo. Retire la escama de óxido y determine la cantidad de daño físico (13) Reemplace la tubería de cobre que tenga escamas de óxido negro

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Tabla 11.6 Guías para Evaluación de Efectos de Daño por Fuego Descripción de los Tipos de Daños que Pueden Ocurrir en las Categorías de Zonas de Exposición al Calor Zona de Exposición al Calor Zona IV Exposición al Calor Extrema, indicando cercanía de la fuente de fuego o invasión de llama

Rango de Temperatura º C (º F) >732ºC (1350ºF)

Efectos de Temperatura/ Calor Cobre y sus aleaciones destruidas o derretidas.

Acero con alta escareación puede ser distorsionado debido a esfuerzos térmicos.

•

• •

Crecimiento de granos en Aceros de Granulado fino

•

El acero enfriado con agua se puede endurecer, perder ductilidad. Todos los materiales trabajados en frío o tratados al calor pueden alterar sus propiedades.

•

Observaciones y Conclusiones Casi todo debe ser raspado. El equipo crítico protegido por aislamiento, dispersión de agua o construcciones a prueba de fuego deben ser inspeccionadas y probadas totalmente. Revisión de áreas con oxidación severa (13) La posibilidad de fractura por metal liquido (LMC) es mayor en estas temperaturas. La revisión de áreas expuestas a metal derretido para LMC (8) Revisión de Tubería y recipientes en servicio a baja temperatura para incremento en tamaño de grano y perdida de dureza. (14) Revisión de pernos, componentes de tubería y contenedores para cambios metalúrgicos (10) (11) (12)

Notas: 1. Se requiere de la limpieza del equipo altamente contaminado con humo y agua. Considere el efecto potencial del agua clorada como fuente de agrietamiento por corrosión externa o corrosión por debajo del aislamiento durante el servicio en una fecha posterior. 2. El consumo de cloruros orgánicos en el fuego (Cloruro vinílico o Cloruro Polivinilico (PVC)) puede generar cloro, HCI o ambos. Estos productos gaseosos pueden ser transportados sobre equipos cercanos por el humo y el agua esparcida. Si esto sucede se requiere la descontaminación, neutralización, limpieza y pruebas para asegurar que la corrosión HCI no ha afectado o afectará el equipo. Si el agua para combatir el fuego ha transportado cloruros ácidos sobre equipos de acero inoxidable, fallas de fractura por corrosión y esfuerzo externo rápido pueden resultar durante el servicio posterior. Una revisión localizada de cloruros para equipos de acero inoxidable no aislados debe revelar si se requiere o no la descontaminación. 3. Las temperaturas en el rango de 66º a 204ºC (150º a 400ºF) pueden comenzar a derretir, carbonar, endurecer o cambiar el color de pinturas, recubrimientos, tuberías plásticas y elastómeros. Estos cambios son normalmente la señal para reemplazar o recubrir estos componentes orgánicos. Se deben revisar por posible deterioro empaques de flanche, sellos O-rings, empaquetadura de válvulas, estos elementos se confinan largamente debido a que su deterioro no es evidente en la primera inspección 4. A medida que las temperaturas se aproximan a 204ºC (400ºF) se pueden afectar motores eléctricos debido a la descomposición termica de alambres y aislantes eléctricos. Las soldaduras estaño-plomo comienzan a derretirse en este rango de temperatura, rompiendo algunas conexiones eléctricas.

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Notas (tabla 11.6 Cont.) 5. Los aceros de alta dureza (aceros de herramientas, resortes, etc.) son templados a este rango de temperatura y su exposición accidental al fuego puede reducir su dureza. Los discos, los resortes de válvulas de alivio de presión y calibradores pueden descalibrarse debido a la exposición a un rango de 204º a 427ºC (400º a 800ºF). Desde comienzos de los 80, se han utilizado pernos y tornillos falsificados en algunos componentes y muchos de estos no se ajusta a los requerimientos de los estándares de aleación y resistencia de la ASTM o de la Sociedad de Ingenieros Automotores (SAE). Algunos de los pernos que no cumplen con este estándar pueden tener una perdida sustancial de resistencia a temperaturas donde el ASTM o los estándares de ablandamiento SAE no son afectados, el acero de baja aleación SAE con adiciones de boro (o peor todavía aceros, carbón planos) han sido sustituidos por tornillos cubiertos con acero de baja aleación grado 8 SAE. Estos tornillos recubiertos que no cumplen con el estándar tendrán una perdida sustancial de resistencia si se exponen a temperaturas que excedan 316ºC (600ºF) mientras los tornillos recubiertos grado 8 SAE que cumplen con el estándar no se verán afectados por estas exposiciones. Por lo tanto los inspectores deben estar alerta ante la posibilidad de una rebaja de resistencia en conexiones de flanche y bonetes de válvula debido a templamiento a baja temperatura de aleaciones de pernos que no cumplen con el estándar. 6. Los cobres de templamiento frío y aleaciones de cobre tienen una perdida de resistencia significativa debido al destemple y recristalización en el rango de 204º a 427ºC (400º a 800ºF). Comúnmente las uniones articuladas en intercambiadores de calor generalmente se afectan; a menudo es necesario realizar pruebas para detectar escapes. Se observará deformación plástica de la tubería de cobre y las uniones generalmente quedan con escape. Las aleaciones de cobre templadas en solución se afectan relativamente poco con exposición a un rango de 204º a 427ºC (400º a 800ºF), los componentes presurizados se deben revisar para determinar alguna perdida de resistencia que afecte la integridad de la estructura. Los equipos con aleación de aluminio pueden sufrir una pérdida considerable de resistencia debido al sobre-envejecimiento y recristalización en el rango de 204º a 427ºC (400º a 800ºF). La gran expansión térmica del aluminio puede causar la propagación de alabeo y fallas de tensión. Un equipo de aluminio expuesto a este rango de temperatura normalmente debe ser reemplazado. 7. Aceros estructurales con bajo carbón, aceros inoxidables, aleaciones de níquel templadas en solución, aleaciones de circonio y titanio no tratadas al calor no se ven muy afectadas por la exposición en el rango de 204º a 427ºC (400º a 800ºF) y pueden ser puestos en servicio nuevamente sin daños serios. 8. El contacto de estaño derretido, zinc, plomo y sus aleaciones con aleaciones estructurales puede afectar seriamente la integridad del equipo debido a fracturas por metal liquido (LMC). Las temperaturas límite y tiempo para fracturas no están bien establecidos, sin embargo, se han documentado combinaciones de aleaciones de baja fusión y estructurales (ver referencia (5)). Existe una posibilidad de LMC en el rango de temperatura de 204º a 427ºC (400º a 800ºF); sin embargo, el riesgo de daño más severo empeora a medida de que las temperaturas suben en las zonas de exposición al calor V y VI. Si una aleación de baja fusión cae sobre un elemento estructural, se debe incluir una remoción total y cuidadosa de esta aleación y una inspección por fractura intergranular. 9. El desarrollo de algunos efectos metalúrgicos severos que afectan la integridad del contenedor y su servicio futuro ocurren en el rango de 427º a 732ºC (800º a 1350ºF). Por lo tanto, el equipo expuesto a este rango de temperatura requiere de una atención mayor por parte del Ingeniero de Materiales y el equipo de inspección. La esferoidización, o templamiento pueden reducir significativamente la resistencia de los materiales utilizados en la construcción de componentes presurizados. Si existe evidencia de cambios metalúrgicos se deben desarrollar pruebas de muestras tomadas del equipo en cuestión para asegurar que las propiedades todavía reúnen las especificaciones. El alivio de esfuerzos de aceros inoxidables y aleaciones de níquel comienzan en este rango de temperatura. En ausencia de distorsión o sensibilización térmica, tal alivio de esfuerzo no es causa de preocupación. Sin embargo, las uniones articuladas en intercambiadores de calor a menudo presentan escapes que requieren de un sellamiento.

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Notas (tabla 11.6 Cont.) 10. La temperatura de templamiento normal esta aproximadamente en 593ºC (1100ºF) para pernos pasadores 4140 con aleación AISI. Estos pernos se utilizan comúnmente en plantas petroquímicas y de refinería para especificaciones ASTM A193 Grado B7. Si el fuego expone tales pernos a temperaturas superiores 663ºC (1225ºF), los pernos se ablandan por debajo de su nivel de resistencia mínimo requerido. Los pernos con baja resistencia pueden ceder en el retorqueo, produciendo fugas durante el periodo de reencendido. Los aceros de carbón bajo utilizados para tubería y estructuras no se afectan por la exposición a corto tiempo a temperaturas en el rango de 427º a 732ºC (800º a 1350ºF) una exposición por largos periodos puede conducir a la perdida de resistencia por esferoidización como se describe anteriormente. El escareamiento debido a la oxidación en el aire comienza para aceros carbón en este rango de temperatura. La escama en sí es esencialmente equivalente a la escama de fábrica que generalmente se encuentra en productos de acero recién hechos. Los problemas de tratar con tales escamas por calor, son similares a los problemas de escamas de fábrica; tales escamas pueden promover la picadura por corrosión y ataque localizado en servicio, y pueden producir un mal anclaje para revestimientos protectivos. Por estas razones, la escama por calor debe ser retirada mediante el uso de un medio de limpieza abrasivo. 11. El calor radiante o el flujo de calor desigual para una sección del contenedor o tubo puede causar esfuerzos residuales severos durante la expansión y contracción térmicas. Si los diversos indicadores de temperatura señalan temperaturas localizadas superiores a 538ºC (1100ºF), se deben considerar esfuerzos residuales potencialmente dañinos en una evaluación FFS. Se necesita un alivio de esfuerzo de campo para reducir esfuerzos residuales desiguales o no deseados. 12. La sensibilidad de aceros inoxidables austeniticos y otras aleaciones austeniticas puede ocurrir a temperaturas por encima de 427ºC (800ºF) y son más severos a temperaturas alrededor de 677ºC (1250ºF). Un acero inoxidable austenitico sensibilizado pierde una resistencia considerable a la corrosión en varios ambientes; dependiendo del servicio para materiales sensibilizados que no son compatibles para un uso adicional. Las propiedades mecánicas de aceros inoxidables AISI tipo 300 no se reducen por sensibilización. 13.La oxidación de acero carbón bajo ocurre rápidamente por encima de 732º C (1350ºF) produciendo gran cantidad de escareación. El daño puede ser menor a su apariencia inicial ya que el volumen de la escama es de 7 a 20 veces mayor que el del metal del cual se formó. Las partes con alta escamación se deben limpiar, chequear su grosor, estructura granular y dureza para facilitar las decisiones con respecto a su uso. Después de una exposición a temperaturas que excedan los 732ºC (1350ºF), los aceros endurecidos pueden mostrar un rango más amplio de dureza y estructura granular dependiendo de las temperaturas de exposición y rango de enfriamiento. Si una exposición a alta temperatura (que exceda los 732ºC (1350ºF)) está seguida por enfriamiento rápido, por ejemplo enfriamiento con agua utilizada para combatir el fuego, los aceros pueden mostrar una dureza alta extrema y una baja firmeza. Los materiales endurecidos están extremadamente propensos a fracturas por fragilización o agrietamiento inducido por hidrógeno y por lo tanto, se debe identificar y remover antes de poner el equipo en servicio nuevamente. 14. El crecimiento del grano que ocurre en aceros carbón expuestos a temperaturas por encima de 1500ºF va en detrimento de su dureza. Los aceros estructurales comunes tales como ASTM A53 muestran una rugosidad gradual del grano a medida que la temperatura incrementa; por encima de 954ºC (1750ºF), el tamaño del grano debe ser lo suficientemente grande para incrementar la temperatura de transición dúctil -a- frágil por encima de la temperatura ambiente. Los aceros para baja temperatura de granulado fino tales como ASTM A516 y A333 tienden a mostrar una rugosidad del grano más abrupta sobre un rango más estrecho de temperaturas, que comienzan alrededor de los 1038ºC (1900ºF). De nuevo, la preocupación más importante por la presencia de estos granos es la pérdida severa de dureza. Es práctico algunas veces refinar el tamaño del grano en el campo en aceros con este tipo de grano. En algunas circunstancias se puede utilizar un tratamiento de normalización por calor para restaurar la dureza y tamaño original del grano original.

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Tabla 11.7 Indicadores de Temperatura Que Se Pueden Utilizar para Categorizar Componentes Dañados Por Fuego Indicadores de Descripción Temperatura Derretimiento, Los puntos de fusión son unos excelentes indicadores de temperatura, ya que una pieza de Carbonamiento equipo derretida es fácil de identificar y los rangos de derretimiento de aleaciones no son altamente afectados por el tiempo. Solo las composiciones de aleación eutecticas tienen un e Ignición punto de fusión verdadero; todas las otras aleaciones se derriten en un determinado rango de temperaturas (ej. El Babbitt con base en plomo que frecuentemente se utiliza para cojinetes deslizantes en bombas y compresores que tienen una temperatura sólida de 239ºC (463ºF) y una temperatura líquida de 272ºC (522ºF)). Las temperaturas líquidas para una gran variedad de materiales de plantas petroquímicas y refinería se encuentran en la tabla 11.13. La ignición de madera se afecta por especie, temperatura y tiempo. La temperatura de Ignición para algunos tipos de madera se encuentra en la tabla 11.14. El vidrio se derrite a altas temperaturas y se fractura si esta sujeto a rangos de enfriamiento altos. En consecuencia la condición de ventanillas de observación, medidores de flujo, fases de calibración y otros elementos de vidrio brindan indicaciones útiles de temperatura y rangos de enfriamiento. Los vidrios no son cristalinos a una temperatura ambiente; su transición a líquido es de alguna forma diferente a las aleaciones de metal. A medida que la temperatura del vidrio aumenta, alcanza un punto donde comienza a ablandarse. Las temperaturas más altas producen un endurecimiento menor y una resistencia menor al corte; a la "temperatura de trabajo", el vidrio es esencialmente un líquido viscoso. El punto de ablandamiento y temperaturas de trabajo de algunos vidrios se encuentra en la tabla 11.15. La decoloración y carbonamiento de algunos materiales orgánicos como la espuma de poliuretano, la resina fenólica y las resinas acrílicas son controladas altamente por la temperatura. Oxidación de La presencia de escareación por alta temperatura en aceros carbón o inoxidables expuestos al Metales aire esta controlada por la temperatura. Por debajo de ciertas temperaturas (aproximadamente 538ºC (1000ºF) para aceros carbón y 843ºC (1550ºF) para aceros inoxidables 18Cr-8Ni), Normalmente no se observa una oxidación por alta temperatura. Por encima del límite de temperatura se puede formar una escama de oxido significativa aún en las exposiciones de corto plazo (15 minutos a varias horas) característico en fuegos accidentales. La naturaleza friable y el crecimiento de la curva logarítmica de algunos óxidos por alta temperatura hacen que los estimados de temperatura y tiempo de grosor de óxidos sean difíciles de interpretar. La presencia de escareación lo es por si sola, sin embargo, el indicativo de temperatura es al menos tan alto como el límite. Las temperaturas de escareación para una variedad de materiales comunes en plantas petroquímicas y de refinería se encuentran en la tabla 11.16. Templamiento En el rango de 204 º a 482ºC (400º a 900ºF) en aceros de alta dureza trabajados en frío y de Aceros tratados al calor comienzan a perder resistencia. Ensambles de balineras, resortes, sujetadores con grados de aeronaves y otros elementos que sean afectados. La reducción de dureza se puede utilizar para estimar el tiempo y temperatura de exposición con base en las curvas de temple de la aleación en cuestión. Uno de los materiales más comunes para pernos en refinería y plantas petroquímicas es ASTM A193 Grado B7. Su respuesta a la exposición al calor es bastante bien conocida y puede ser usada para evaluar el calor al que estuvieron sometidos tuberías o recipientes adyacentes. Diferentes temperaturas de templamiento producen colores característicos sobre superficies de acero limpias tales como vástagos de bombas. (Los colores de temple no se desarrollan sobre aceros pintados o superficies oxidadas). Los colores de temple observados comúnmente en el acero en función de la temperatura se encuentran en la tabla 11.17

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Tabla 11.7 Indicadores de Temperatura Que Se Pueden Utilizar para Categorizar Componentes Dañados Por Fuego Indicadores de Temperatura Crecimiento de granos de Acero Carbón

Crecimiento del grano en Cobre y Aleaciones Asociadas

Esferoidización de Aceros Carbón Sensibilidad de Aceros Inoxidables Austeniticos

Distorsión de Aceros Estructurales

Ablandamiento de Aleaciones de Aluminio Alivio de Esfuerzo de Aceros Inoxidables Austeniticos y Aleaciones de Níquel

Descripción Los Aceros Carbón de propósito general tales como ASTM A53 muestran una rugosidad gradual de los granos a medida que la temperatura incrementa por encima de la temperatura austenitizante. La exposición por encima de 1700ºF produce granos muy grandes. El efecto de temperatura sobre el crecimiento de granos de aceros carbón se muestra en la figura 11.8. Los aceros carbón de grano fino de alta dureza se utilizan para un servicio de baja temperatura; las especificaciones se incluyen en ASME SA 333 para tubería y SA 350 para flanches. El tamaño del grano fino se produce por la practica de desoxidación (usualmente adiciones de aluminio), normalizando y enfriando a un rango controlado. Los aceros fabricados con la práctica de grano fino (ASTM 333, 516. Etc.) muestran una rugosidad del grano pequeña entre la temperatura austenitica y 1032ºC (1900ºF). Entre 1032º a 1093ºC (1900º a 2000ºF), el tamaño del grano incrementa dramáticamente. En el rango de 204º a 427ºC (400º a 800ºF) el cobre y sus aleaciones se ablandan y comienzan a mostrar un crecimiento del grano. La determinación del laboratorio sobre dureza y tamaño del grano, cuando se comparan con el equipo no expuesto al fuego, puede ser útil para estimar el tiempo y temperatura de exposición. El efecto de temperatura en el crecimiento del grano de estiramiento en frío y el cobre puro comercialmente, se muestran en la figura 11.9. Los efectos de temperatura en el crecimiento y dureza del grano de bronce templado en frío se encuentran en las figuras 11.10 y 11.11 respectivamente. La exposición a largo término (varias horas) a temperaturas en el rango de 6 49ºC a 732ºC (1200ºF a 1350ºf) pueden esferoidar el acero carbón si el rango de enfriamiento es lento La reacción de sensibilidad bien conocida de aceros inoxidables austeniticos es un indicador de temperatura útil. En el rango de temperatura de 427º a 899ºC (800º a 1650ºF) la precipitación de carburo cromo en los límites del grano deja un patrón distintivo cuando se examinan metalográficamente esta aleaciones, utilizando la prueba A de la práctica ASTM A262. Muchos de los aceros inoxidables austeniticos Níquel - Cromo producidos en años recientes son de la variedad de carbón bajo, para evitar sensibilidad durante la soldadura. Algunos de los aceros inoxidables de carbón bajo pueden ser sensibilizados durante fuegos accidentales si el tiempo de exposición excede 10 horas (ver figura 11.12) La deformación plástica global de aceros de carbón bajo, vigas -I, secciones de canal y otros miembros estructurales algunas veces se observa si la temperatura es lo suficientemente alta para reducir el esfuerzo por fluencia por debajo del esfuerzo aplicado. Por encima de 760ºC (1400ºF) el esfuerzo de flexión de aceros carbón ha caído sólo a 25.9 MPa (3750psi) y el flujo plástico total es posible a niveles de esfuerzo relativamente bajos (ver figura 11.13). Por lo tanto, la presencia de aceros estructurales totalmente deformados por el fuego es un indicativo de temperaturas de 760º c (1400ºF) o más. Las aleaciones de aluminio pierden resistencia rápidamente por encima de 149ºC (300ºF) (Ver figura 11.14). La deformación plástica de tubería de aluminio para uniones sugiere temperaturas de por lo menos este nivel. La exposición a temperaturas por encima de 482ºC (900ºF) por mas de 15 a 30 minutos comienza a producir un alivio de esfuerzo significativo de aceros inoxidables austeniticos y aleaciones de Níquel. Las observaciones que involucran alivios de esfuerzo de elementos inoxidables incluyen uniones con fugas en tubos de intercambios de calor, acoples con fugas en juntas de tubería de instrumentos y tubos taponados en calibradores de presión.

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PRÁCTICA RECOMENDADA PARA FFS Tabla 11.8 Temperatura Del Acero Con Base En El Espectro De Radiación Visible

Color de Radiación durante un Incendio Negro Rojo Oscuro Rojo Cereza (Oscuro) Rojo Cereza (Medio) Rojo Rojo Claro Naranja – Rojizo Naranja Naranja a Naranja Pálido – Limón Naranja a Naranja Pálido – Limón Naranja a Naranja Pálido – Limón Limón Limón Claro Amarillo Amarillo Claro Gris - Amarillento: "Blanco"

ºC 540 590 650 700 760 815 870 930 980 1040 1090 1150 1205 1260 1315 1370

Temperatura Aproximada ºF 1000 1100 1200 1300 1400 1500 1600 1700 1800 1900 2000 2100 2200 2300 2400 2500

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Tabla 11.9 Color Del Humo En El Aire Del Combustible Quemado Combustible

Color del Humo

Composición Vegetal/Heno Fósforo Bencina Nitro-Celulosa Azufre Acido Sulfúrico, Acido Nítrico y Acido Hidroclorhídrico Pólvora Gas Cloro Madera Papel Tela Yodo Aceite de Cocina Naftalina Adelgazante para laca Turpentina Acetona Kerosene Gasolina Aceite Lubricante Caucho Alquitrán Carbón Espumas plásticas Butadina

Blanco Blanco Blanco a Gris Amarillo a Amarillo Café Amarillo a Amarillo Café Amarillo a Amarillo Café Amarillo a Amarillo Café Amarillo Verdoso Gris a Café Gris a Café Gris a Café Violeta Café Café a Negro Negro Negro Negro Negro Negro Negro Negro Negro Negro Negro Negro

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Tabla 11.10 Temperaturas De Ignición de Gases GAS Amoniaco (Anhidrido) Butano Monóxido de Carbono Etano Etileno Hidrógeno Sulfuro de Hidrógeno Metano Gas Natural Propano Propileno

TEMPERATURA (ºC) 649 405 609 515 490 400 260 540 482-632 450 460

(ºF) 1200 761 1128 959 914 752 500 1004 900-1170 842 860

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Tabla 11.11 Temperatura de Ignición de Líquidos Líquido Aceite de Castor Aceite de maíz Aceite de Creosote Alcohol Desnaturalizado Alcohol Etílico, Etanol Eter Etílico Aceite Combustible No. 1 Aceite Combustible No. 2 Aceite Combustible No. 3 Aceite Combustible No. 4 Aceite Combustible No. 5 Aceite Combustible No. 6 Gasolina Glicerina Kerosene Laca Aceite de Linaza Alcohol Metílico Etil Metil Cetona Nafta, Solvente de Seguridad Naftalina Aceite de Oliva Aceite de Maní Aceite de Soya Tolueno Aceite de Tugsteno Turpentina Zylene

Punto de Encendido (1) (ºC) 229 254 74 16 13 -45 38-74 43-88 43-110 54-66 54-66 66 -43 160 38-74 -18 - 27 221 11 -6 38-60 79 227 282 282 4 288 35 27-32

(ºF) 450 490 165 60 55 -49 101-165 110-190 110-230 130-150 130-150 150 -45 320 100-165 0-80 430 52 21 100-140 174 440 540 540 40 550 95 81-90

Temperaturas de Autoignición (2) (ºC) (ºF) 449 840 393 740 335 635 399 750 365 689 160 320 210 410 257 495 260 500 263 505 NA NA 407 765 257 495 370 698 210 410 NA NA 343 650 385 725 516 960 235 455 526 979 343 650 446 835 446 835 480 896 457 855 253 488 464-529 867-984

Notas: 1. Punto de Encendido- Es la temperatura mínima a la cual un líquido expuesto al aire emite suficiente vapor para formar una mezcla inflamable cerca de la superficie del líquido. 2. Autoignición- Es la temperatura mínima que requiere un material inflamable para causar una combustión auto-sostenible, sin que se inicie por una chispa o llama, cuando su presión de vapor se mezcle con el aire en una concentración inflamable.

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Tabla 11.12 Niveles De Exposición Al Calor Para Materiales De Construcción Que Satisfacen Los Criterios De Una Evaluación De Nivel 1 Materiales

Especificaciones típicas ASTM Para Componentes Presurizados

Niveles de Zonas de Exposición al Calor Que Satisfacen Los Criterios De Evaluación De Nivel 1 I, II, III, IV

Aceros Carbón

A36, A53, A105, A106,A131, A139, A181, A216, A234, A266, A283, A285, A333, A350, A352, A420, A515, A516, A537, A671, A672, API 5L

Aceros De Baja Aleación Aceros Inoxidables Austeniticos (1)

A182, A217, A234, A335, A336, 387, A691 A312, A358, A240, A403, A351

I, II, III, IV I, II, III, IV

Aleación 20 Aleación 400 Aceros Inoxidables Dúplex (2) Aleación 2205 Aleación 2507

B366, B462, B463, B464, B729, B744 B127, B164, B165, B366, B564, A494 A182, A240, A789, A790, A815

I, II, III, IV I, II, III I, II

(UNS S31803, UNS J92205) (2507- UNS S39275) B163, B366, B407, B409, B564

I, II, III, IV

B163, B366, B423, B424, B704, B705 B163, B168, B366, B564 B167, B366, B443, B444, B564, A494 B366, B575,B622 B68, B96, B111, B169, B171, B395, B584 B209, B210, B241, B247

I, II, III, IV I, II, III, IV I, II, III, IV I, II, III, IV I, II I, II

Aleación 800, 800 H Aleación 825 Aleación 600 Aleación 625 Aleación C-276 Aleaciones de Cobre Aleaciones de Aluminio Aceros de Aleación Endurecida por Precipitación Notas 1.

2. 3.

17-4PH, 17-7PH

I, II, III

Sí los componentes de acero inoxidable austeniticos: están aislados y no están cubiertos bajo aislamiento de protección para fracturas de corrosión por esfuerzo y normalmente operan entre 49ºC y 177ºC (120ºF y 350ºF), entonces se requiere de un mantenimiento preventivo para asegurar que no ha ocurrido una contaminación por sales alógenas de superficies aisladas. La preocupación en este caso es la fractura por corrosión de esfuerzo inducida por sales alógenas de superficies aisladas contaminadas después que el equipo sea puesto en servicio nuevamente. Por encima de 316ºC (600ºF), las aleaciones dúplex experimentan una perdida de dureza con el tiempo y temperatura. Además, una pérdida severa de ductilidad puede ocurrir (formación de fase sigma) con una exposición de corto tiempo a 593ºC y 927ºC (1100ºF y 1700ºF). Aleaciones endurecidas por precipitación pueden experimentar pérdida de dureza cuando se calientan por encima de 260ºC (500ºF) y se enfrían lentamente.

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Tabla 11.13 Puntos de Fusión de Metales y Aleaciones Material Aluminio Comercialmente Puro Aleación de aluminio Latón Rojo Latón Amarillo Latón Almirante Latón Naval Cobre níquel 70/30 Bronce Silicona (2) Estaño Bronce (2) Hierro gris carbón 2.52% (2) Hierro dúctil (2) Acero Carbón 0.15% CA15 (2) CD-4 Mcu (2) CF- 8 (2) CF- 8M (2) CK- 20 (2) CN- 7M (2) 1 1/4 Cr- ½ Mo 2 1/4 Cr- 1 Mo 5 Cr- ½ Mo Níquel 200 Aleación 400 (Monel (3)) Aleación K- 500 (Monel (3)) Aleación X (Hastelloy (3)) Aleación G (Hastelloy (3)) Aleación 600 (Inconel (3)) Aleación 601 (Inconel (3)) Aleación 625 (Inconel (3)) Aleación 718 (Inconel (3)) Aleación X- 750 (Inconel (3)) Aleación 20 (20Cb3 (3))

Número UNS A91050 A96061 C23000 C26800 C44300 C46400 C71500 C87200 C90300 F11701 F32800 G10150 J91150 -J92600 J92900 J94202 -K11597 K21590 K41545 N0220 N04400 N05500 N06002 N06007 N06600 N06601 N06625 N07718 N07750 N08020

Punto de Fusión (1) (°C) (°F) 657 1215 652 1206 1027 1880 932 1710 938 1720 899 1650 1238 2260 916 1680 1000 1832 1293 2359 1160 2120 1527 2781 1510 2750 1480 2696 1425 2597 1400 2552 1425 2597 1455 2651 1511 2752 1515 2750 1512 2754 1447 2637 1349 2460 1349 2460 1315 2399 1343 2449 1415 2579 1368 2494 1350 2462 1336 2437 1427 2601 1427 2601

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Tabla 11.13 Puntos de Fusión de Metales y Aleaciones Material

Número UNS

Aleación 800 (incoloy (3)) Aleación 801 (incoloy (3)) Aleación 825 (incoloy (3)) Aleación 925 (incoloy (3)) Aleación C- 276 (Hastelloy (3)) Aleación B-2 (Hastelloy (3)) 17-4 PH Tipo 304 Tipo 310 Tipo 316 Tipo 321 Tipo 347 Titanio Grado 2 Stellite 6 (3) Cobre (4) Oro (4) Hierro Plomo (4) Magnesio Estaño (4) Plata Cinc Circonio (4) Soldadura de Plomo- estaño 95/5 Soldadura de Plomo- plata 97.5/2.5 Plomo Babbit – Aleación (6)

N08800 N08801 N08825 N09925 N10276 N10665 S17400 S30400 S31000 S31600 S32100 S34700 R50400 W73006 ---------54320 ---

Punto de Fusión (1) (°C) (°F) 1385 2525 1385 2525 1400 2552 1366 2491 1315 2399 1382 2520 1440 2624 1450 2642 1450 2642 1400 2552 1425 2597 1425 2597 1704 3099 1354 2469 1083 1981 1063 1945 1536 2797 328 622 650 1202 232 450 961 1762 420 788 1852 3366 312 594 304 579 268 514

Notas: 1. Los metales puros se funden a una temperatura específica. Las aleaciones de metal se funden por encima de la temperatura promedio. La temperatura que aparece para aleaciones es la temperatura líquida; es decir, la temperatura en la cual la aleación es completamente líquida. La temperatura en la que una aleación comienza a fundir (temperatura sólida) es algo más baja. 2. Fundición 3. Nombre comercial 4. Elemento puro 5. Aleación ASTM Grado 2.5S 6. ASTMB23

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11-34

Tabla 11.14 Temperatura de ignición de la madera Tipo de madera Pino Douglas Abedul de papel Abeto Cedro Rojo de occidente Roble blanco Pino Blanco

Temperatura aproximada de ignición (°C) (°F) 260 500 200 400 260 500 190 380 200 400 260 500

Notas 1. La temperatura de ignición normal de la madera está entre 450°F y 800°F (230°C y 430°C). Los valores en la tabla representan las temperaturas de ignición promedio para los tipos de madera seleccionados. 2. Es importante observar que cuando la madera está expuesta a calor prolongado, sufre un cambio químico y se convierte en carbón pirofórico con una temperatura de ignición que puede ser tan bajo como 300 °F (150°C). El calor prolongado también reduce mucho la cantidad de tiempo para la ignición. Por ejemplo una hoja larga de pino arderá cuando se someta a: 180°C (356°F) por 14.3 min. 200°C (392°F) por 11.8 min. 225°C (437°F) por 8.7 min. 250°C (482°F) por 6.0 min. 300°C (572°F) por 2.3 min. 350°C (662°F) por 1.4 min. 400°C (752°F) por 0.5 min.

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11-35

Tabla 11.15 Propiedades del vidrio comercial Código de vidrio

Tipo de vidrio

Uso principal

0010

Tubería Lamb Termómetros

84(10)-

--

70

60

Bombillos Tubería Lamb

92(10)89(10)-

6.76(104) --

65 65

1710

Potasiosoda-plomo Potasiosoda-plomo Soda- limo Potasiosoda-plomo Limo duro

Coeficient Módulo de Resistencia al choque e de elasticidad térmico expansión (MPa) 1/8 in 1/4 in 1/2 in térmica de de de (°C-1) grosor grosor grosor (°C) (°C) (°C) 6.21(104) 91(10)65 50 35

42(10)-

8.76(104)

1770 2405 2475

Soda limo Rojo duro Rojo suave

82(10)43(10)91(10)-

3321 4407 6720 6750 6810 7050

Sellamiento verde duro Verde suave Ópalo Ópalo palo Borosilicato

Utensilios de cocina General General Señales de neón Sellamiento

7052

Borosilicato

7070 7250

Borosilicato Borosilicato

7340 7720 7740 7760 7900

8870

Borosilicato Borosilicato Borosilicato Borosilicato Sílice al 96% Sílice al 96% Sílice al 96% Plomo alto

9700

--

9741

--

Señales General Iluminación Sellamiento Sellamiento Kovar Baja pérdida eléctrica Hornos Vidrio de medidores Eléctrico Gesneral General Eléctrico Alta temperatura Transmisión UV Transmisión UV Sellamiento o eléctrico Transmisión UV Transmisión UV

0041 0080 0120

7910 7911

Resistencia al esfuerzo térmico (°C)

Punto de ablandamiento (°C)

Punto de trabajo (°C)

19

626

970

40

19

648

--

50 50

35 35

17 17

696 630

1000 975

135

115

75

29

915

1200

----

70 135 65

60 115 50

40 75 35

19 36 17

710 802 693

----

40(10)-

--

135

115

75

39

780

--

-

90(10) 80(10)87(10)69(10)46(10)-

------

65 70 65 85 125

50 60 50 70 100

35 40 35 45 70

17 19 18 23 34

695 775 672 768 703

------

46(10)-7

--

125

100

70

34

708

1115

32(10)36(10)-

4.68(104) --

180 160

150 130

100 90

70 43

-775

1100 --

67(10)36(10)32(10)34(10)8(10)-

7.93(104) 6.55(104) 6.76(104) 6.27(104) 6.69(104)

85 160 180 160 1250

70 45 130 90 150 100 130 90 1000 750

20 45 48 51 200

785 755 820 780 1500

-1110 1220 1210 --

8(10)-

6.69(104)

1250

1000

750

200

1500

--

8(10)-

6.69(104)

1250

1000

750

200

1500

--

91(10)-

5.24(104)

65

50

35

22

580

--

37(10)-

--

150

120

80

42

804

1195

39(10)-

--

150

120

80

40

705

--

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11-36

Tabla 11.16 Temperaturas de escareamiento de aleaciones en el aire Designación de la Aleación

Composición

Acero carbón Acero de Baja Aleación Acero de Baja Aleación Acero de Baja Aleación Acero de Baja Aleación Acero de Baja Aleación Acero inoxidable tipo 410 Acero inoxidable tipo 430 Acero inoxidable tipo 442 Acero inoxidable tipo 446 Acero inoxidable tipo 410 Acero inoxidable tipo 304 Acero inoxidable tipo 321 Acero inoxidable tipo 347 Acero inoxidable tipo 309 Acero inoxidable tipo 310 Acero inoxidable tipo 316 Duplex 2205 Duplex 2507 Aleación 600 Aleación 625 Aleación 800 Aleación 825 N-155 S-816 M- 252 Hs- 21

Fe- 0.10C 1-1/4 Cr- 1/2Mo 2-1/4 Cr- 1Mo 5 Cr- 0.5Mo 7 Cr- 1Mo 9 Cr- 1Mo 12Cr 17Cr 21Cr 27Cr 12Cr 18Cr – 8Ni 18Cr – 10Ni- Ti 18Cr – 10Ni- Cb 23Cr- 12Ni 25Cr- 20Ni 18Cr- 8Ni- 2Mo 22Cr- 5Ni- 3Mo 25Cr- 7Ni- 4Mo 15Cr- 72Ni- 8Fe 60Ni- 22Cr- 9Mo- 3.5Cb 33Ni- 42Fe- 21Cr 42Ni- Fe- 21.5Cr- 3Mo- 2.3Cu Superaleación basada en Fe Superaleación basada en Co Superaleación basada en Ni Superaleación basada en Co Superaleación basada en Cr Superaleación basada en Ni Superaleación basada en Cu 70Cu- 30Zn Superaleación basada en Ni Superaleación basada en Ni Superaleación basada en Ni 12Cr- 60Bi- bal Fe 15Cr- 66Ni- bal Fe 17Cr- 66Ni- bal Fe

Latón- bronce Aleación B-2 Aleación C- 276 Aleación X HW HT HX

Temperatura de Escareamiento (°C) (°F) 482 900 621 1150 621 1150 621 1150 649 1200 677 1250 760 1400 843 1550 954 1750 1038 1900 760 1400 899 1650 1093 1149 899 1038

2000 2100 1650 1900

1038

1900

1038

1900

1038 982 982 1149 899 788 454 704 760 1149 1204 1121 1149 1149

1900 1800 1800 2100 1650 1450 850 1300 1400 2100 2200 2050 2100 2100

Notas: 1. Temperatura debajo de la cual el promedio de oxidación es poco importante. A menudo se define poco importante como menor de 0.002 g de peso ganado por pulgada cuadrada por hora.

Enero, 2000


Tabla 11.17 Colores de temple del Acero Color de Temple Amarillo palido Amarillo paja Carmelito- amarillento Púrpura azuloso Violeta Azul pálido Azul

Temperatura aproximada (°C) (°F) 193 380 215- 226 420- 440 238- 249 460- 480 260- 282 500- 540 282- 293 540- 560 293- 304 560- 580 316- 338 600- 640

11-37

Enero, 2000


11-38

Figura 11.1 Vista General del Procedimiento para Evaluar un componente con daño por incendio

Enero, 2000


11-39

Figura 11.2 Representación idealizada de Equipo de Planta expuesto a Diferentes Zonas de Calor de III a VI

Nota: Ver la tabla 11.6 para las definiciones de las Zonas de Exposición al Calor.

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PRÁCTICA RECOMENDADA PARA FFS Figura 11.3 Modelo de (calor) fuego idealizado y exposición del equipo con zonas I a VI

Dirección del Viento

VISTA SUPERIOR

Fuente de fuego VISTA LATERAL Notas: Ver la tabla 11.6 para las definiciones de las Zonas de Exposición al Calor

11-40

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11-41

Figura 11.4 Esquema que ilustra el procedimiento para medir el perfil del cuerpo vertical y detectar la distorsión del recipiente

Utilice un calibrador de profundidad para tomar esta distancia; las mediciones deben ser tomadas a intervalos pequeños (250mm), comenzando desde el so orte.

Tensione el alambre para retirar las distorsiones- Si el alambre entre las abrazaderas no está paralelo al cuerpo del recipiente, se puede utilizar el procedimiento ilustrado en la figura 11.15 para corregirlo

Pared del recipiente

Haga una ranura en la abrazadera para el cable

DETALLE DE LAS ABRAZADERAS

SOPORTE

Abrazadera unida al recipiente

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11-42

Figura 11.5 Ilustración de la mala alineación del alambre vertical para medir el perfil para la situación ideal y cuando el cordón no está paralelo al recipiente

Desalineación medida en la parte superior

El factor de corrección que se usa varía con la distancia vertical

Desalineación medida en la parte inferior Soporte Inferior

Nota: El factor de corrección se aplica a las mediciones desalineadas para tener en cuenta un dato no vertical (el alambre vertical se utiliza como línea de referencia)

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PRÁCTICA RECOMENDADA PARA FFS Figura 11.6 Procedimiento de Evaluación de Nivel 2 para Daño por Incendio

11-43

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11-44

Figura 11.7 Diagrama de Flujo para Evaluación Metalúrgica del Daño por Incendio a Aceros carbón y los de baja aleación

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11-45

Figura 11.8 Comportamiento de engrosamiento de aceros carbón en función de la temperatura (del manual de metales ASM, 1948, ASM internacional)

Notas: 1. Curva A- Acero muerto con un tamaño de grano austenítico fino (ASTM A516) 2. Curva B- Acero muerto con un tamaño de grano austenítico grueso (ASTM A515)

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PRÁCTICA RECOMENDADA PARA FFS Figura 11.9 Efecto del Calor en el Tamaño del Grano de Cobre

11-46

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11-47

Figura 11.10 Efecto del Calor en el tamaño del grano de la tubería en Bronce Almirante estirado en frío al 50%

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11-48

Figura 11.11 Efecto del Calor (basado en una exposición de una hora) sobre la dureza de la tubería en bronce almirante estirado en frío al 50%

Dureza, RF

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11-49

Figura 11.12 Sensibilización de Aceros Inoxidables Serie 300

Notas: 1. En el gráfico anterior se muestra el tiempo requerido para formación de precipitación carbúrica en aceros inoxidables con diferentes contenidos de carbón. La precipitación carbúrica se forma en las áreas de la derecha de varias curvas de contenido de carbón. 2. Dentro de los periodos de tiempo aplicables a la soldadura, los aceros inoxidables cromo- níquel con 0.05% o menos carbón estarían libres de precipitación de grano. 3. La figura es del Stainless Steels for Acetic Acid Service, American Iron and Steel Institute, 1977)

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11-50

Figura 11.13 Resistencia a la Fluencia a Alta Temperatura de Algunos Aceros Bajos en Carbón

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11-51

Figura 11.14 Efecto de la Exposición al Calor en la Resistencia de la Aleación de Aluminio 6061- T6

APÉNDICE A- Ecuaciones de Grosor, MAWP y Esfuerzo para una evaluación FFS (Enero, 2000)

A.1

Generalidades

A.1.1

El grosor de pared mínimo requerido, la MAWP y el esfuerzo de membrana para componentes presurizados se requieren para muchas de las evaluaciones FFS de niveles 1 y 2 de este documento. Estos parámetros pueden ser calculados utilizando las ecuaciones apropiadas del código de construcción. Alternativamente, en este apéndice se suministran las ecuaciones para grosor, MAWP y esfuerzo de membrana para presión interna y presión externa. Las ecuaciones de este apéndice están basadas en las siguientes publicaciones: Código ASME B&PV; Sección VIII, División 1; WRC 406 y Caso 2286 del Código ASME B&PV; y el ASME B31.3. Las ecuaciones están presentadas en una forma organizada para facilitar su uso, y se reajustan para la pérdida de metal y la provisión de corrosión futura.

A.1.2

En este apéndice, la presión de operación segura de un recipiente presurizado se describe en términos de MAWP. Esta terminología también se utiliza para tuberías en lugar del término común, presión de operación máxima permisible. Para tanques atmosféricos de almacenamiento, la capacidad de presión se define en términos de Altura Máxima de Llenado (MFH).

A.1.2

El cálculo del grosor de pared mínimo, la MAWP y el esfuerzo de membrana para el equipo existente generalmente requiere del juicio del usuario para determinar los factores y parámetros que afecten significativamente los resultados finales (revisiones de código, determinación de esfuerzos permisibles para componentes en servicio, eficiencia de la unión soldada en regiones corroídas). Los métodos para determinar estos factores y parámetros para equipo en servicio se proporcionan en el párrafo A.2.

A.2

Cálculo del Grosor de Pared Mínimo Requerido, la MAWP (MFH) y el Esfuerzo de Membrana

A.2.1

Grosor de Pared Mínimo Requerido y MAWP (MFH)- El grosor de pared mínimo y la MAWP (MFH) de un componente se pueden determinar así: a.

El grosor de pared mínimo requerido para un componente puede ser tomado como el grosor inicial menos la provisión original de corrosión especificada, y la MAWP o MFH pueden ser tomadas como la presión de diseño o nivel máxima de líquido de diseño, respectivamente, si no se han cambiado las condiciones de diseño originales. Si se han cambiado estas condiciones, entonces también se puede utilizar este grosor y la MAWP o la MFH si se han hecho todos los cambios o recalibraciones de acuerdo con un código o estándar reconocidos.

b. El grosor de pared mínimo requerido para recipientes presurizados y componentes de tubería puede se calculado si se conoce la geometría del componente, la presión y la temperatura de diseño (incluyendo la cabeza del líquido), la especificación del material, el esfuerzo permisible, y el grosor requerido para cargas complementarias (ver párrafo A.2.6). La MAWP puede se calculada si se conocen los grosores medidos actuales para los componentes en consideración y la provisión de corrosión futura. El grosor usado en este cálculo es el grosor medido actual menos el grosor requerido para provisión de corrosión futura y cargas complementarias. Para componentes que tengan defectos, la MAWP también es función del Factor de Resistencia Remanente (ver sección 2, párrafo 2.4.2.2.b c.

El grosor de pared mínimo requerido para tanques de almacenamiento puede ser calculado si se conoce la geometría del tanque, el nivel máximo de líquido de diseño (ver API 650), la gravedad específica del líquido, la temperatura de diseño, la especificación del material, el esfuerzo permisible, y el grosor requerido para cargas complementarias. La MFH puede ser calculada si se conoce el grosor medido actual para el cuerpo del tanque y de otros componentes en

consideración, y la provisión de corrosión futura. El grosor utilizado en este cálculo es el grosor medido actual menos el grosor requerido para la provisión de corrosión futura y cargas complementarias. Para componentes que tengan defectos, la MFH también es una función del Factor de Resistencia Remanente (ver sección 2, párrafo 2.4.2.2.c). A.2.2

Revisiones de Código- El grosor mínimo de pared, la MAWP (MFH), y el esfuerzo de membrana de un componente se pueden determinar utilizando la última versión del código de construcción aplicable si se conocen los siguientes detalles esenciales para cumplir con ese código. Si cualquiera de los detalles esenciales no cumple con la última edición del código, el grosor mínimo, la MAWP (MFH), y el esfuerzo de membrana se pueden establecer utilizando la versión original del código según el cual se construyó el componente. Sin embargo, se debe realizar la evaluación del componente utilizando la última edición para garantizar que las normas del código de construcción original proporcionen un margen de seguridad adecuado.    

   

A.2.3

Especificaciones del material Límites de temperatura superior e inferior para materiales específicos Detalles de diseño (boquillas, refuerzo de boquillas y transiciones cónicas) Requerimientos de diseño especiales para condiciones cíclicas o de alta temperatura de diseño Detalles de fabricación y calidad de la manufactura Requerimientos de inspección Eficiencia de la unión soldada Requerimiento de dureza del material (impacto Charpy)

Determinación de Esfuerzos Permisibles- El esfuerzo permisible que se usa en el cálculo del grosor de pared mínimo requerido y la MAWP puede ser determinado con base en uno de los siguientes puntos: a.

El esfuerzo permisible para todos los componentes se puede basar en el código de construcción original. En el párrafo A.2.2 están contenidas las recomendaciones pertinentes a la revisión del código de construcción que se usa para una evaluación.

b. Si un recipiente presurizado fue construido según el código ASME B&PV, sección VIII, División 1 (código), el esfuerzo permisible puede ser determinado a partir del ASME B&PV sección VIII, División 1, adendo 1999 dependiendo de todo lo siguiente: 1. El recipiente presurizado fue construido según la edición 1968 del código o posterior. 2. Los detalles esenciales relacionados en el párrafo A.2.2 cumple con la última edición del Código, y 3. El recipiente presurizado satisface uno de los niveles de evaluación de la sección 3 de esta práctica recomendada (observe que los recipientes presurizados construidos según la edición 1987 del código, o una edición posterior, automáticamente satisface este requerimiento), c. Si un recipiente presurizado fue construido según el Código ASME B&PV, Sección VIII, División 1 y el defecto está ubicado en el material base de un cuerpo cilíndrico, cónico o esférico por fuera del cordón de soldadura (ver párrafo A.2.4.b), el esfuerzo permisible puede ser determinado utilizando el Código ASME B&PV, sección VIII, División 2. Esta provisión también aplica a otros códigos de construcción que permiten esfuerzos permisibles de diseño más altos en conjunción con normas de diseño- por- análisis. d. Si la especificación para el material de construcción no puede ser identificada, se puede calcular el esfuerzo permisible con base en la composición del material determinada mediante análisis químico, métodos utilizados para identificación positiva de materiales (ver

API578), u otros atributos físicos (propiedades magnéticas, comportamiento de corrosión atmosférica, dureza, color, etc) Esta química puede ser comparada con las especificaciones del material y clasificadas en el código de construcción original. El esfuerzo permisible debe estar basado en una especificación y clasificación con una química comparable que produzca el valor más bajo del esfuerzo permisible de código a la temperatura de diseño. e.

A.2.4

A.2.5

Si un componente fue construido según requerimientos más exigentes que los del código de construcción original, el esfuerzo permisible puede ser establecido considerando los aspectos de calidad más altos del componente al tomar la base para establecer el esfuerzo permisible de diseño en el código. Algunos ejemplos pueden ser las propiedades garantizadas de resistencia, la inspección incrementada, los detalles de diseño que minimizan la concentración del esfuerzo y la selección de materiales para mitigar los efectos del daño ambiental y proporcionar una mayor dureza a la fractura. Si se establecen los esfuerzos permisibles con base en la calidad mejorada del componente, la base debe ser documentada e incluida en los registros de evaluación.

Tratamiento de la Eficiencia de la unión soldada (o Factor de Calidad) y Eficiencia del Ligamento- El grosor mínimo, la MAWP (MFH), y el esfuerzo de membrana de un componente deben incluir la eficiencia del ligamento o de la unión soldada utilizadas en el diseño original a menos que se puedan establecer valores alternativos para estos parámetros mediante análisis de esfuerzo o inspección. a.

Para regiones dañadas (corrosión/erosión, picadura, etc) en una unión soldada, se debe incluir la eficiencia de la unión soldada o el factor de calidad de la soldadura en los cálculos del grosor mínimo y de la MAWP. Se considera que un daño está en una unión soldada si cualquier parte de él está ubicado dentro del cordón de soldadura. El cordón se define como el centro de la soldadura y tiene un ancho de 50.8 mm (2 in) o dos veces el grosor de la placa, cualquiera que sea mayor.

b.

Para regiones dañadas (corrosión/erosión, picadura, etc) por fuera del cordón de soldadura (ver subpárrafo a) en componentes sin aberturas cercanas entre sí, se puede utilizar una eficiencia de unión de 1.0 en los cálculos del grosor mínimo y la MAWP (MFH). Para componentes con múltiples aberturas cercanas entre sí, en los cálculos se debe utilizar la eficiencia de ligamento asociada con la plantilla de perforaciones.

Tratamiento del Daño en Cabezas Forjadas- Si el daño (corrosión/erosión, picadura, etc) ocurre en la sección central de una cabeza elíptica o torisférica, se puede determinar el grosor mínimo, la MAWP, y el esfuerzo de membrana de la siguiente manera: a.

Cabezas Elípticas: 1) El grosor mínimo y la MAWP de la región articulada de una cabeza elíptica, pueden ser calculados mediante las ecuaciones en el párrafo A.3.6. 2) El grosor mínimo y la MAWP de la región esférica de una cabeza elíptica, pueden ser calculados mediante la ecuación para cuerpos esféricos en el párrafo A.3.5 utilizando un radio equivalente. La región esférica de una cabeza elipsoidal es aquella área ubicada totalmente dentro de un círculo cuyo centro coincide con el centro de la cabeza y cuyo diámetro es igual al 80% del diámetro del cuerpo. El radio equivalente del segmento esférico es el radio esférico equivalente K cD donde K c es dado en el párrafo A.3.6 y D es el diámetro interior del cuerpo.

b. Cabezas Torisféricas: 1) El grosor mínimo y la MAWP de la región articulada para una cabeza torisférica pueden ser calculados mediante las ecuaciones en el párrafo A.3.7.

2) El grosor mínimo y la MAWP de la región esférica de una cabeza torisférica, pueden ser calculados mediante la ecuación en el párrafo A.3.7 con M= 1.0. A.2.6

Grosor para Cargas Complementarias- Se debe considerar el grosor necesario para cargas complementarias en la determinación del grosor mínimo, t min, MAWP (o MFH), y el esfuerzo de membrana. a.

Las cargas complementarias incluyen, pero no se limitan a: el peso del componente, sustancia contenida, aislamiento o capacidad refractaria; las cargas resultantes de la restricción de expansión térmica libre, gradientes térmicos o diferencias en las características de expansión térmica; cargas ocasionales debido al viento, a terremotos, nieve, y hielo; cargas debido a condiciones ambientales y de operación; fuerzas de reacción por descarga de las sustancias contenidas; cargas resultantes de desplazamientos de los apoyos; y cargas debido a condiciones irregulares de proceso.

b. En la tabla A.1 aparece una vista general de las cargas complementarias, las condiciones de carga y las provisiones para variaciones de temperatura y presión que se deben considerar en la evaluación. c.

Las cargas complementarias pueden ser consideradas poco significativas si no tienen efecto en el grosor mínimo requerido o la MAWP (MFH) de un componente. De otra manera, estas cargas se consideran importantes y se deben incluir en la evaluación.

d. A continuación aparecen las configuraciones de recipientes presurizados y de tuberías donde puede ser significativo el grosor requerido para cargas complementarias. 





Recipientes verticales sometidos a cargas por viento o temblores, con defectos localizados en la sección inferior del recipiente (ver párrafo A.7.3) Recipiente presurizados horizontales, con el defecto localizado en el tramo medio entre los puntos de soporte en caballete o cerca al caballete (ver párrafo A.4.7) Sistemas de tubería, con el defecto ubicado en los puntos de apoyo o en el tramo medio de las secciones de tubo.

A.2.7

Determinación de la Provisión de Corrosión Futura- Se debe establecer la Provisión de Corrosión Futura (FCA) para el periodo de operación planeado. Esta provisión de corrosión puede ser establecida con base en mediciones de grosor previas, a partir de los promedios de corrosión en equipos en un servicio similar, o por la información obtenida a partir de las curvas de corrosión de diseño. Se debe determinar la pérdida de metal en la parte interior y en la parte exterior de un componente al determinar la provisión de corrosión futura.

A.2.8

Grosor Requerido para Operación Futura- El grosor requerido para operación futura puede ser establecido a partir del grosor mínimo utilizando la siguiente ecuación: treq = tmin + FCA

(A.1)

donde treq tmin FCA A.2.9

= Grosor requerido para operación futura (mm:in) = grosor mínimo calculado utilizando las ecuaciones de este apéndice (mm:in) = Provisión de Corrosión Futura (ver subpárrafo A.2.7) (mm:in)

Tratamiento de las Distorsiones del Cuerpo- Durante el servicio, los componentes pueden desarrollar una configuración que ya no satisface las tolerancias de fabricación del código de diseño original. Esta distorsión puede producir áreas con altos esfuerzos localizados, y para componentes sometidos a un campo de esfuerzo compresivo, una reducción en la estabilidad estructural. Los procedimientos de

evaluación para deformación circunferencial, y defectos de alineación del cuerpo, se cubren en la sección 8.

A.3

Recipientes Presurizados- Presión Interna

A.3.1

Generalidades – El grosor mínimo requerido y la MAWP de un componente de recipiente presurizado sometido a presión interna, pueden ser calculados con base en el código de construcción original. Alternativamente, se pueden utilizar las ecuaciones de esta sección en el cálculo de estos parámetros. Las ecuaciones están basadas en el código ASME B&PV, sección VIII, División 1. Los efectos de cargas complementarias (ver párrafos A.2.6 y A.79) se incluyen en estas ecuaciones sólo para cuerpos cilíndricos y cónicos (dirección de esfuerzo longitudinal) sometidos a una fuerza axial de sección y el momento de pandeo. Los efectos de cargas complementarias para otras geometrías de componentes y condiciones de carga pueden ser evaluados utilizando los métodos de análisis de esfuerzo del Apéndice B.

A.3.2

Pérdida de Metal- Las ecuaciones en este párrafo están escritas en términos del diámetro interior del componente con pérdida de metal y provisión de corrosión futura aplicadas a la superficie interna. Si la pérdida de metal ha ocurrido únicamente en la superficie exterior del componente (corrosión bajo el aislamiento), el término pérdida de metal en las ecuaciones debe ser ajustado a cero. Si la pérdida de metal ha ocurrido en las superficies interna y externa, el término pérdida en las ecuaciones debe ser el de la superficie interior.

A.3.3

Definiciones de símbolos- En esta sección se utilizan los siguientes símbolos. Co Cr Crc D Dc Do DL DS E Ey F

= Radio de corona externo de una cabeza torisférica (mm:in) = Radio de corona interno de una cabeza torisférica (mm:in) = Cr + LOSS + FCA (mm:in) = Diámetro interior del cuerpo en consideración (mm:in) = D+ 2(LOSS + FCA) (mm:in) = Diámetro exterior del cuerpo cilíndrico (mm:in) = Diámetro exterior del cono, extremo grande (mm:in) = Diámetro exterior del cono, extremo pequeño (mm:in) = Eficiencia de unión soldada del código de construcción original, si no se conoce, use 0.7 = Módulo de elasticidad a la temperatura de evaluación (MPa:psi) = Fuerza axial de sección aplicada, use un valor negativo si la fuerza axial produce un esfuerzo compresivo en el sitio del punto de evaluación (N: lbs) FCA = Provisión de corrosión futura especificada (ver párrafo A.2.7) (mm:in) Lc = Longitud total de una transición cónica (ver figura A.3 y A.4) (mm:in) LOSS = Pérdida de metal en el cuerpo antes de la evaluación igual al grosor nominal menos el grosor medido en el momento de la inspección. P = Presión interna de diseño (MPa: psi) M = Momento de pandeo de sección aplicado, use un valor negativo si el momento de pandeo produce un esfuerzo compresivo en el sitio del punto de evaluación (N-mm:in-lbs) MAWP = Presión de trabajo máxima permisible (MPa:in) R = Radio interior R= D/2 (mm:in) R c = R + LOSS + FCA (mm:in) R ell = Relación del eje mayor a menor de una cabeza elíptica (ver figura A.1) R L = Radio interior del cilindro grande en una transición cónica (mm:in) R Lc = RL + LOSS + FCA (mm:in) R o = Radio exterior del cuerpo (mm:in) R S = Radio interior del cilindro pequeño en una transición cónica (mm:in) R Sc = RS + LOSS + FCA (mm:in) r k = Radio de la articulación interior de una cabeza torisférica, cabeza toricónica, o transición cónica (mm:in) r kc = rk + LOSS + FCA (mm:in)

r f r fc S t tc tk tkc tf tfc tmin tsl ts tsc tc tcc σm α A.3.4

= Radio interior de la campana en la transición cónica (mm:in) = rf + LOSS + FCA (mm:in) = Esfuerzo tensil permisible del material del cuerpo evaluado a la temperatura de diseño según el código de construcción aplicable (MPa:psi) = Grosor nominal del cuerpo, o grosor del cilindro en una transición cónica para un cálculo de refuerzo de unión (mm:in) = t - LOSS - FCA (mm:in) = Grosor nominal de la articulación (mm:in) = tk - LOSS - FCA (mm:in) = Grosor nominal de la campana en una transición cónica (mm:in) = tf - LOSS - FCA (mm:in) = Grosor mínimo requerido (mm:in) = Grosor requerido para cargas complementarias con base en el esfuerzo longitudinal (ver párrafo A.7) (mm:in) = Grosor nominal del extremo pequeño en una transición cónica (mm:in) = ts - LOSS - FCA (mm:in) = Grosor nominal del cono en una transición cónica (mm:in) = tc - LOSS - FCA (mm:in) = Esfuerzo de membrana nominal (MPa:psi) = La mitad del ángulo del vértice del cono en un cuerpo cónico o cabeza toricónica (grados)

Cuerpos cilíndricos – Las ecuaciones para grosor mínimo, MAWP y esfuerzo de membrana son (ver Código ASME B&PV, sección VIII, División 1, párrafo UG- 27):

A.3.4.1 Esfuerzo circunferencial (uniones longitudinales):

A.3.4.2 Esfuerzo longitudinal (uniones circunferenciales):

A.3.4.3 Valores finales:

A.3.5

Cuerpo esférico o cabeza hemisférica- las ecuaciones de grosor mínimo, de MAWP y de esfuerzo de membrana son (ver código ASME B&PV, sección VIII, División 1, párrafo UG- 27):

A.3.6

Cabeza Elíptica- las ecuaciones de grosor mínimo, de MAWP y de esfuerzo de membrana son (ver figura A. 1 y el código ASME B&PV, sección VIII, División 1, Apéndice 1):

Donde

Nota: para calcular el grosor mínimo, la MAWP y el esfuerzo de membrana para la sección central de una cabeza elíptica (una sección dentro de 0.8 D en el centro de la cabeza), use Kc en vez de K en las ecuaciones anteriores.

A.3.7

Cabeza torisférica- las ecuaciones de grosor mínimo, de MAWP y de esfuerzo de membrana son (ver figura A.1 y el código ASME B&PV, sección VIII, División 1, Apéndice 1):

Donde

Nota: para calcular el grosor mínimo, la MAWP y el esfuerzo de membrana para la sección central de una cabeza torisférica, use las ecuaciones anteriores con M = 1.0 A.3.8

Cuerpo cónico- las ecuaciones de grosor mínimo, de MAWP y de esfuerzo de membrana son (ver figura A. 2 y el código ASME B&PV, sección VIII, División 1, Apéndice 1):


A.3.8.2 Esfuerzo longitudinal (uniones circunferenciales): A.3.8.3 Valores finales

A.3.8.4 Al determinar el grosor mínimo o la MAWP de un área corroída en una sección de cuerpo cónico, se puede utilizar el diámetro interior en el sitio de la lectura de grosor mínimo ajustada para la pérdida de metal y la provisión de corrosión en las ecuaciones anteriores en lugar del diámetro máximo de cono. A.3.8.5 El grosor mínimo de un cono excéntrico debe ser tomado como el mayor de los dos grosores obtenidos utilizando la α m ás grande y la más pequeña en los cálculos (ver figura A.3) A.3.9

Cabeza toricónica- las ecuaciones de grosor mínimo, de MAWP y de esfuerzo de membrana se calculan con base en el componente. (ver figura A. 2 y el código ASME B&PV, sección VIII, División 1, párrafos UG- 32 y UG- 33, y el apéndice 1):

A.3.9.1 Sección cónica- Las ecuaciones en el párrafo A.3.8 pueden ser utilizadas para calcular el grosor mínimo requerido, la MAWP y el esfuerzo de membrana de la sección de cono, designe estos valores como tcmin, MAWPc, y σcm, respectivamente. A.3.9.2 Sección articulada- Las siguientes ecuaciones pueden ser usadas para calcular el grosor mínimo requerido, la MAWP y el esfuerzo de membrana:

Donde

A.3.9.3Valores finales- Las expresiones para el grosor de pared mínimo requerido, la MAWP y el esfuerzo de membrana se suministran con base en el componente en los párrafos A.3.9.1 y A.3.9.2. Los valores de estas cantidades a usar en la evaluación dependen de la ubicación del defecto. Se pueden usar las siguientes ecuaciones si se requiere una sola expresión para la configuración articulada del cono.

A.3.10 Transición Cónica- las ecuaciones de grosor mínimo, de MAWP y de esfuerzo de membrana se calculan con base en el componente. (ver figura A. 3). A.3.10.1Sección cónica- Las ecuaciones en el párrafo A.3.8 pueden ser utilizadas para calcular el grosor mínimo requerido, la MAWP y el esfuerzo de membrana de la sección de cono, designe estos valores como tcmin, MAWPc, y σcm, respectivamente. A.3.10.2 Sección articulada (si se utiliza)- Use las siguientes ecuaciones para calcular el grosor mínimo requerido, la MAWP y el esfuerzo de membrana.

Donde

A.3.10.3 Sección de campana (si se utiliza)- Use las siguientes ecuaciones para calcular el grosor mínimo requerido, la MAWP y el esfuerzo de membrana. a.

Las ecuaciones se basan en la modificación de las ecuaciones de articulaciones (ver párrafo A.3.10.2)

Donde

b. Las ecuaciones se basan en un procedimiento de equilibrio de fuerza presión- área.

Donde

A.3.10.4 Valores Finales- Las expresiones para el grosor de pared mínimo requerido, la MAWP y el esfuerzo de membrana se suministran con base en el componente en los párrafos A.3.10.1 , A.3.9.2, y A.3.10.3. Los valores de estas cantidades a usar en la evaluación dependen de la ubicación del defecto. Se pueden usar las siguientes ecuaciones si se requiere una sola expresión para la transición cónica. a.

Caso 1- la transición cónica contiene sólo un cono (figura A.3 (a))

b. Caso 2- La transición cónica contiene un cono y una articulación (ver figura A.3(b))

c.

Caso 3- La transición cónica contiene un cono, una articulación y una campana (ver figura A.3(c))

d. Caso 4- La transición cónica contiene una articulación y una campana (ver figura A.3(d))

e.

Caso 5- - La transición cónica contiene un cono y una campana (ver figura A.4(d))

A.3.10.5 El ángulo del vértice medio de una transición cónica puede ser calculado conociendo la geometría del cuerpo con las siguientes ecuaciones. Estas ecuaciones fueron desarrollados bajo el supuesto de que la transición cónica contiene una sección de cono, una articulación y una campana. Si la transición no contiene articulación o campana, los radios de estos componentes deben ser colocados en cero al calcular el ángulo del vértice medio.

Con

A.3.11

Conexiones de boquilla en los cuerpos- Se proporcionan dos procedimientos, reemplazo de área y carga límite. El procedimiento de reemplazo de área debe ser utilizado para todas las boquillas en cuerpos esféricos o cabezas forjadas y para boquillas reforzadas en cilindros. El procedimiento de carga límite puede ser usado para boquillas no reforzadas en cuerpos cilíndricos. Observe que en ambos procedimientos los efectos de carga en la boquilla no están incluidos. Por lo tanto, si las cargas de boquilla son significativa, se debe realizar un análisis de esfuerzo para evaluar la aceptabilidad de la configuración de boquilla.

A.3.11.1 Refuerzo requerido, método de Reemplazo de Área- Este procedimiento de evaluación es el utilizado para diseño de boquillas en el código ASME, sección VIII, División 1 (ver párrafos UG37 a UG- 42). El procedimiento puede ser usado para las conexiones de boquilla a la mayoría de tipos de cuerpos con o sin cojinete de refuerzo. Se sabe que el procedimiento produce resultados conservadores para boquillas pequeñas. a. Definición de variables (ver figura A.5) cn cs dc

= LOSSn + FCA (mm:in) = LOSSs + FCA (mm:in) = Diámetro de la abertura circular o longitud del cordón en la superficie media de la pared del recipiente de una abertura no radial, en el plano en consideración

incluyendo los efectos de la pérdida de metal y la provisión de corrosión futura (mm:in) D = Diámetro interior del cuerpo (mm:in) D p = Diámetro exterior del cojinete de refuerzo (mm:in) E = 1.0 El = 1.0 cuando la abertura está en placa sólida o en una unión a tope de Categoría B, Frl = Factor de reducción de resistencia; = S n/Sv para una boquilla incorporada, = 1.0 para una boquilla superpuesta. Fr2 = Factor de reducción de resistencia; = S n/Sv. Fr3 = Factor de reducción de resistencia; = min (S n S p )/Sv Fr4 = Factor de reducción de resistencia; = S p/Sv F = 1.0 FCA = Provisión de corrosión futura especificada (ver párrafo A.2.7) (mm:in) h = Proyección interior de la boquilla más allá de la superficie interna de la pared del recipiente (mm:in) LOSSn = Pérdida de metal en la boquilla de periodos anteriores de operación, igual grosor nominal menos el grosor mínimo medido en el momento de la inspección (mm:in). LOSSs = Pérdida de metal en el cuerpo de periodos anteriores de operación, igual grosor nominal menos el grosor mínimo medido en el momento de la inspección (mm:in). J = Factor de carga; en general , J= 1.0 para presión interna y J = 0.5 para presión externa (ver párrafo A.4.11 para restricciones) Sn = Presión permisible para la boquilla (MPa: psi) S p = Presión permisible para el cojinete de refuerzo (MPa: psi) = Presión permisible para el recipiente (MPa: psi) Sn t = Grosor nominal de la pared del recipiente (mm:in) te = Grosor nominal del cojinete de refuerzo (mm:in) ti = Grosor nominal de la proyección interna de la pared de la boquilla (mm:in) tr = Grosor requerido de la pared del recipiente calculado con E= 1.0 (mm:in) (1) Cuerpo cilíndrico (ver párrafos A.3.4. y A.4.4.) (2) Cuerpo Esférico (ver párrafos A.3.5. y A.4.5) (3) Cabeza elíptica (ver párrafos A.3.6 y A.4.6); para el cálculo de presión interna, cuando la apertura de la boquilla y su refuerzo están completamente dentro de un círculo cuyo centro coincide con el centro de la cabeza y cuyo diámetro es el 80% del diámetro del cuerpo, el grosor de pared requerido se debe determinar utilizando Kc en vez de K. (4) Cabeza torisférica (ver párrafos A.3.7 y A.4.7); para el cálculo de presión interna, cuando la apertura de la boquilla está totalmente dentro de la esférica de la cabeza torisférica, el grosor de pared requerido se calcula utilizando M=1.0(5) Cuerpo cónico (ver párrafos A.3.8 y A.4.8); cuando la apertura de la boquilla es un cono, el grosor de pared requerido se determina con base en el diámetro del cuerpo donde el eje de la boquilla intersecta el cuerpo cónico. = Grosor nominal de la pared de la boquilla (mm:in) tn trn = Grosor requerido de una pared de boquilla sin cordón (mm:in) wn = Tamaño de la soldadura de unión boquilla a recipiente o boquilla a cojinete de refuerzo (mm:in) wh = Tamaño de la soldadura de unión boquilla a recipiente en la superficie interior del recipiente (mm:in) w p = Tamaño de la soldadura de unión cojinete de refuerzo a recipiente (mm:in) b. Limitaciones: 1. Para aperturas en cuerpos cilíndricos, la apertura no excede lo siguiente; para boquillas que no se ajusten a estos criterios, se recomiendan técnicas de análisis esfuerzo usando categorización de esfuerzo o pandeo plástico para determinar una MAWP aceptable. a) Para recipientes de 1524 mm (60 in) de diámetro y menos, min (D/2, 508 mm (20 in))

b) Para recipientes de más de 1524 mm (60 in), min (D/3, 1016 mm (40 in)) 2. Para aperturas en cuerpos esféricos o cabezas forjadas no existe restricción en el tamaño de la apertura. c. La condición requerida para refuerzo satisfactorio de una conexión de boquilla en forma de rama se da por lo siguiente:

Para boquillas sin un cojinete de refuerzo (ver figura A.5 para definición de áreas):

Para boquillas con un cojinete de refuerzo (ver figura A.5 para definición de áreas):

En las ecuaciones anteriores si A l < 0.0 use A l = 0.0 o si A 2 < 0.0 use A 2 = 0.0 A.3.11.2 Refuerzo Requerido, método de análisis de límite- Este procedimiento de evaluación puede ser utilizado para evaluar boquillas en cuerpos cilíndricos sometidos a presión interna que no tengan un cojinete de refuerzo (ver código ASME B&PV caso 2168). El procedimiento puede ser usado para revisar una boquilla con un cojinete de refuerzo si el cojinete no se tiene en cuenta en el análisis. El procedimiento no puede ser utilizado si la boquilla está sometida a cargas complementarias significativas (fuerzas y momentos de sección aplicados por cargas de tubería). Es aceptable de cualquier combinación de grosores en el cuello de la boquilla o el cuerpo de recipiente dado que se cumpla con todas las condiciones que se relacionan más adelante. Este método es efectivo para evaluar una región de pérdida local de metal en boquillas donde se usa un grosor promedio para representar la pérdida de metal en la zona de refuerzo de la boquilla (ver sección 4, párrafo 4.3.3.4) a. Definiciones de símbolos (además de los definidos en el párrafo A.3.11.1) A B dm Dm L Ln Lv tn tn

= Factor igual a 162 para (t n- cn)/ (t – c s) ≤ 1.0; y 54 para (t n- cn)/ (t – c s) > 1.0 = Factor igual a 210 para (t n- cn)/ (t – c s) ≤ 1.0; y 318 para (t n- cn)/ (t – c s) > 1.0 = Diámetro medio de la boquilla o ramal de tubo (mm:in) = Diámetro medio del recipiente o tubo (mm:in) = Longitud axial de la boquilla con grosor t n (mm:in) = Dimensión para definir la altura de la zona de refuerzo (ver figuras A.6 y A.7) (mm:in) = Dimensión para definir el ancho de la zona de refuerzo (ver figuras A.6 y A.7) (mm:in) = Grosor nominal de la pared de la boquilla (ver figuras A.6 y A.7)- para una boquilla reforzada integralmente (ver figura A.7), tn = tp si L< 0.5 √ dm (tn – cn) (mm:in) = Grosor nominal de la pared de la sección de tubo para una boquilla (reforzada integralmente (ver figura A.7), (mm:in)

b. Limitaciones – se debe satisfacer todo lo siguiente: 1. La apertura está en un recipiente y está ubicada a una distancia de 1.8 cualquier discontinuidad estructural mayor.

√ Dm (t-cs) de

2. La apertura es circular con su eje normal respecto a la superficie del recipiente. 3. La relación Dm/(t – cs) no excede 250 4. Las aperturas no exceden lo siguiente: a) Para recipientes de 1524 mm (60 in) de diámetro y menos, min (D/2, 508 mm (20 in)) b) Para recipientes de más de 1524 mm (60 in), min (D/3, 1016 mm (40 in)) 5. El espaciamiento entre los centros de la apertura y cualquier otra apertura es mayor a tres veces los diámetros promedios de las aperturas. 6. La apertura está fabricada de acero carbón y material de baja aleación con una temperatura de diseño menor que o igual a 343°C (650°F) 7. La apertura no está sometida a carga cíclica. 8. El esfuerzo permisible del material es menor que o igual a 120.7 MPa (17.5 ksi)

c. Procedimiento de Evaluación – se deben satisfacer las siguientes ecuaciones:

Donde

A.3.11.3 Análisis de Resistencia de la Soldadura a.

Definición de variables (además de las definidas en los párrafos A.3.11.1 y A.3.11.2): do Swh Swn Swng Swp Swpg Wng

Wng b.

= Diámetro exterior de la boquilla (mm:in) = Esfuerzo permisible para la soldadura de unión boquilla- recipiente (superficie interna) (MPa:psi) = Esfuerzo permisible para la soldadura de filete boquilla- cojinete de refuerzo o boquilla- recipiente (MPa:psi) = Esfuerzo permisible para la soldadura de ranura boquilla- recipiente (MPa:psi) = Esfuerzo permisible para la soldadura de filete cuerpo- cojinete de refuerzo (MPa:psi) = Esfuerzo permisible para la soldadura de ranura boquilla- cojinete (MPa:psi) = Profundidad de la soldadura de ranura boquilla- cuerpo; para una boquilla superpuesta con una soldadura de penetración total W ng = (t n – c n); para una boquilla incorporada con una soldadura de penetración total w ng = (t- c s) (mm:in) = Profundidad de la soldadura de ranura boquilla- cojinete; para una soldadura de penetración total w pg = t p (mm:in)

Si la conexión de la boquilla está sometida a corrosión, las dimensiones corroídas de las soldaduras de ranura y de filete deben ser utilizadas en los cálculos de resistencia.

c.

Se debe usar el siguiente análisis cuando el cuello de la boquilla se inserta a través de la pared del recipiente (boquilla incorporada, ver figura A.8); las áreas de refuerzo, Ai, que se usan en los cálculos, se definen en el párrafo A.3.11.1. 1. La resistencia requerida es:

2. La resistencia calculada con un cojinete de refuerzo es:

3. La resistencia calculada sin un cojinete de refuerzo es:

4. El criterio de aceptación es:

O todo lo siguiente es cierto

d.

Se debe utilizar el siguiente análisis cuando el cuello de la boquilla descansa en la pared del recipiente (boquilla superpuesta, ver figura A.9); las áreas de refuerzo, Ai, que se usan en los cálculos, se definen en el párrafo A.3.11.1 1. La resistencia requerida es:

2. La resistencia calculada con un cojinete de refuerzo es:

3. La resistencia calculada sin un cojinete de refuerzo es:

4. El criterio de aceptación es:

O todo lo siguiente es cierto

A.3.11.4 Los cálculos de resistencia de soldadura y de refuerzo anteriores, están dados en términos de grosores y áreas. Por lo tanto, para calcular la MAWP, se requiere un procedimiento iterativo. En este procedimiento, se asume una presión y los grosores de pared correspondientes, las áreas de refuerzo y las resistencias de soldadura se calculan y se revisan contra los valores requeridos. Esta presión resultante es la MAWP del componente de la boquilla. A.3.12

Requerimiento de refuerzo de la unión en transiciones cónicas – Para recipientes sometidos a presión interna en vez de un análisis detallado de esfuerzo, los esfuerzos y requerimientos localizados para una un anillo de unión cilindro a cono, pueden ser evaluados utilizando el siguiente procedimiento (ver código ASME Caso 2286) Si existe una LTA en la unión cono a cilindro, se debe utilizar un grosor promedio para representar la pérdida de metal (ver sección 4, párrafo 4.3.3.4).

A.3.12.1 Definiciones de símbolos- Las siguientes definiciones son adicionales a las mostradas en el párrafo A.3.3: Ac DR Do Ic

= Área transversal del anillo (mm 2:in2) = Para un anillo externo, el diámetro al centroide de la sección compuesta del anillo; para anillo interno, el diámetro interior (ver figura A.10), (mm:in) = Diámetro exterior del cilindro en la unión, D L o DS (mm:in) = Momento de inercia del anillo cerca del centroide del anillo (mm 4:in4)

A.3.12.2 La membrana longitudinal y la membrana localizada más los requerimientos de esfuerzo de pandeo deben satisfacer los siguientes requerimientos:

1.

Determine el esfuerzo de membrana en el cuerpo cilíndrico en la unión debido a la presión axial y la fuerza axial de sección aplicada, y el momento de pandeo.

2.

La membrana longitudinal y la membrana localizada más los requerimientos de esfuerzo de pandeo en el cilindro deben satisfacer los siguientes requerimientos:

3.

La membrana longitudinal y la membrana localizada más los requerimientos de esfuerzo de pandeo en el cono deben satisfacer los siguientes requerimientos:

4.

El esfuerzo de membrana circunferencial, f h, en el cilindro en la unión deben satisfacer los siguiente requerimientos donde F x y F b son proporcionados en el párrafo A.3.12.2.

Donde Fha se calcula utilizando las ecuaciones del párrafo A.4.4.1 con F he = 0.4tE y/D. A.3.12.3 Si la unión cono a cilindro no satisface los requerimientos de los párrafos anteriores, la unión puede ser reforzada aumentando el grosor del cilindro o el grosor del cono en la unión o suministrando un anillo de ajuste.

A.3.13

1.

Las propiedades de sección del anillo de ajuste son:

2.

Al calcular Ac e Ic, la longitud efectiva de la pared del cuerpo actuando como una pestaña para la sección de anillo debe ser computada utilizando la siguiente ecuación (ver figura A.10):

Otros componentes- los procedimientos de cálculo para los siguientes componentes deben ser evaluados con base en el código de construcción original. Las referencias para estos componentes para el Código ASME y el TEMA se relacionan más adelante.

A.3.13.1 Conexiones tubo a cilindro (Código ASME B&PV, Sección VIII, División 1, Apéndice AA o TEMA. A.3.13.2 Conexiones de cabeza plana a cilindro (Código ASME B&PV, Sección VIII, División 1, UG- 34) A.3.13.3 Pestañas atornilladas (Código ASME B&PV, Sección VIII, División 1, Apéndice 2)

A.4

Recipientes Presurizados- Presión Externa

A.4.1

Generalidades – El grosor mínimo y la MAWP de un recipiente presurizado sometido a presión externa pueden ser calculados con base en el código de construcción original. Alternativamente, se pueden utilizar las ecuaciones de los siguientes párrafos (ver código ASME B&PV caso 2286). Estas ecuaciones son más conservadoras que las ecuaciones en el código ASME y se han verificado experimentalmente con un extenso programa de prueba. Más adelante se proporcionan los requerimientos y la información adicionales para utilizar las ecuaciones en este apéndice.

A.4.1.1

Las formulaciones de resistencia de flexión lateral presentadas en esta sección se basan en la teoría de estabilidad estructural lineal que es modificada mediante factores de reducción que tienen en cuenta los efectos de las imperfecciones, las condiciones de los bordes, la no linearidad de las propiedades de material y los esfuerzos residuales. Los factores de reducción se determinan a partir de los valores de unión más bajos aproximados de los datos de prueba de los cuerpos con imperfecciones iniciales representativos de los límites de tolerancia especificados en el párrafo A.4.1.5. Los detalles relacionados con la derivación y la verificación experimental de las ecuaciones en esta sección pueden ser encontrados en WRC 406.

A.4.1.2

Las ecuaciones en esta sección son aplicables a D o/t ≤ 2000 y t ≥ 3/16 pulgs. (4.8 mm). Al desarrollar las ecuaciones de esta sección, la sección del cuerpo se asume como asimétrico con grosor uniforme para cilindros no reforzados y cabezas forjadas. Los cilindros y conos reforzados también se asumen como de grosor uniforme entre los refuerzos. Donde existan boquillas con placas de refuerzo o secciones de cuerpo engrosadas localmente, se debe utilizar el grosor uniforme más delgado en la sección de cuerpo reforzada o no reforzada para el cálculo del esfuerzo compresivo permisible.

A.4.1.3

Las ecuaciones de esfuerzo permisible se aplican directamente a cuerpos fabricados de materiales de acero carbón y de baja aleación dados en el código ASME B&PV, sección II, parte D. Para otros materiales, ver apéndice B, párrafo B.4.4.5. El límite máximo de temperatura permitido se define en la tabla A.2.

A.4.1.4

Los efectos de cargas complementarias (ver párrafos A.2.6 y A.7) no se incluyen en estas ecuaciones. Los efectos de las cargas complementarias pueden ser evaluados utilizando los métodos de análisis de esfuerzo del apéndice B. Además, se debe dar especial consideración a los extremos de los componentes (secciones de cuerpo) o áreas de aplicación de carga donde la distribución de esfuerzo puede ser no lineal y los esfuerzos localizados pueden exceder los preestablecidos por la teoría lineal. Cuando los esfuerzos localizados se extienden sobre una distancia igual a la mitad del modo de pandeo (aproximadamente 1.2 √Dot), los esfuerzos localizados deben ser considerados como un esfuerzo uniforme alrededor de toda la circunferencia. Es posible que se requieran refuerzos adicionales.

A.4.1.5

Las ecuaciones presentadas en esta sección son válidas sólo si se satisfacen las siguientes tolerancias de deformación circunferencial para el cuerpo en evaluación. Las variables utilizadas para establecer las tolerancias se definen en los párrafos A.3.3 y A.4.3. 1. Cuerpos cilíndricos y cónicos sometidos a presión externa – Se deben satisfacer los requerimientos de tolerancia para el diámetro de la Evaluación de nivel 1 de la sección 8. Además la desviación +/- máxima de un círculo perfecto, e, medida a partir de una plantilla circular segmentada teniendo el radio de diseño interior o exterior (dependiendo de donde se tomen las medidas) y una longitud de cordón, Lch, no debe exceder el siguiente valor:

Donde

Y

Con

2. Cuerpos cilíndricos y cónicos sometidos a compresión axial uniforme y compresión axial debido a un momento de pandeo – Se deben satisfacer los requerimientos de tolerancia para el diámetro de la Evaluación de nivel 1 de la sección 8. Además la desviación local hacia adentro de una línea recta, e, medida a lo largo de un meridiano sobre la longitud, L x, no debe exceder la desviación máxima permisible, e x, dada más adelante:

Y

3. Cuerpos cilíndricos y cónicos sometidos a compresión axial uniforme y compresión axial debido a un momento de pandeo – Se deben satisfacer los requerimientos de tolerancia de los subpárrafos (1) y (2): 4. Cuerpos esféricos y Cabezas forjadas- Se deben satisfacer los requerimientos de tolerancia para el diámetro en la evaluación de nivel 1 de la sección 8. Además, la desviación local máxima de la forma de círculo perfecto, e, para cuerpos esféricos y cualquier porción esférica de una cabeza forjada no debe exceder el grosor del cuerpo. Las mediciones para determinar la desviación local deben ser realizadas con una plantilla con una longitud de cuerda, Le, dada por la siguiente ecuación.

5. Pérdida de metal- Las ecuaciones en este párrafo están escritas en términos del diámetro exterior del componente; por lo tanto, las ecuaciones no deben ser ajustadas para pérdida de metal y provisión de corrosión futura que ocurre en la superficie interna. Si ha ocurrido pérdida de metal en la superficie exterior del componente (corrosión por debajo del aislamiento), los términos de definición de geometría en las ecuaciones (diámetro exterior y radio exterior) necesitan ser modificados para tener en cuenta esta pérdida de metal. Las siguientes ecuaciones están basadas en la provisión de corrosión futura y la pérdida de metal que se está aplicando a la superficie interior del cuerpo. A.4.3

Definición de símbolos- la siguiente definición de símbolos es adicional a la mostrada en el párrafo A.3. Af As Fha

= Área transversal de un anillo de fijación grande que actúa como mamparo (mm 2:in2) = Área transversal de un anillo de fijación (mm 2:in2) = Esfuerzo de membrana compresivo permisible de un cilindro o cabeza bajo presión externa únicamente (MPa:psi)

Fha FS hl h2 Is Iss L

LB Lc Lct Lf Ls Lt R m R o R R tl t2 Zc Zs

σys

= Esfuerzo de falla de membrana compresivo elástico de un cilindro o cabeza bajo presión externa únicamente (MPa:psi) = Factor de reducción de esfuerzo, use 2.0; alternativamente, se puede obtener un mejor cálculo del factor de seguridad, utilizando el apéndice B, párrafo B.4.4.4 = Dimensión de ajuste del anillo (ver figura A.11), (mm:in) = Dimensión de ajuste del anillo (ver figura A.11), (mm:in) = Momento de inercia de un anillo grande o pequeño cerca de su eje centroide (mm 4:in4) = Momento de inercia de un anillo grande o pequeño más la longitud efectiva del cuerpo cerca del eje centroide de sección combinada (mm 4:in4) = Longitud de diseño de una sección de recipiente entre las líneas de soporte; una línea de soporte es una línea circunferencial en una cabeza (excepto las cabezas cónicas) a un tercio de la profundidad de la cabeza desde la línea tangente tal como aparece en la figura A.12 o un anillo de sujeción que se ajuste al requerimiento del párrafo A.4.3.3 (mm:in) = Longitud del cilindro entre mamparos o anillos grandes designados para actuar como mamparos (ver figura A.12) (mm:in) = Longitud total de una transición cónica (ver figura A.3 y A.4) (mm:in) = Longitud de la sección de cono en una transición cónica (ver figura A.4) (mm:in) = La mitad de la suma de las distancias, LB, desde el centro de un anillo grande hasta el siguiente o línea de soporte en cualquier lado de un anillo grande, medida paralela al eje del cilindro (ver figura A.12) (mm:in) = La mitad de la suma de las distancias desde el centro de un anillo pequeño hasta la siguiente línea de soporte en cualquier lado de un anillo grande, medida paralela al eje del cilindro (ver figura A.12); una línea de soporte se describe en la definición de L (mm:in) = Longitud total de un recipiente como aparece en la figura A.12 (mm:in) = Radio medio del cuerpo; utilice el radio del extremo grande para un cuerpo cónico (mm:in) = Radio exterior del cuerpo; utilice el radio del extremo grande para un cuerpo cónico (mm:in) = Radio al centroide de un anillo grande combinado y el ancho efectivo del cuerpo (ver figura A.11) (mm:in) = Dimensión del anillo de fijación (ver figura A.11) (mm:in) = Dimensión del anillo de fijación (ver figura A.11) (mm:in) = Distancia radial desde el exterior del cuerpo al centroide combinado del anillo y la sección de cuerpo (definido como positivo para anillos externos, ver figura A.11) (mm:in) = Distancia radial desde el exterior del cuerpo al centroide del anillo y la sección de cuerpo (definido como positivo para anillos externos, ver figura A.11) (mm:in) = Esfuerzo por fluencia del material a la temperatura de evaluación (ver apéndice F) (MPa: psi)

A.4.4

Cuerpo cilíndrico- las ecuaciones de grosor mínimo y MAWP son:

A.4.4.1

Determinación de la MAWP

A.4.4.2

Determinación de un grosor mínimo- Para determinar un grosor mínimo para una presión y una temperatura de diseño específicas, se requiere un procedimiento iterativo. Se asume un grosor, se calcula la MAWP y este valor se compara con la presión de diseño. Si la MAWP calculada es menor que la presión de diseño, se asume un grosor mayor y se repiten los cálculos. Este proceso se continúa hasta que la MAWP calculada sea mayor que la presión de diseño especificada.

A.4.4.3

Tamaño del anillo- las siguientes ecuaciones pueden ser usadas para determinar el tamaño de un anillo de sujeción con base en la condición de carga. a.

Compresión axial uniforme y compresión axial debido a pandeo- cuando los anillos de sujeción se utilizan para aumentar el esfuerzo compresivo longitudinal permisible, el área transversal y el momento de inercia del anillo deben satisfacer las siguientes ecuaciones (para que un anillos sea considerado, M x < 15.0)

Donde

b. Presión Externa 1. Anillo pequeño- El momento de inercia requerido con base en el esfuerzo compresivo se establece utilizando las siguientes ecuaciones con F he evaluado usando las ecuaciones en el párrafo A.4.4.1 con M x = Ms = Ls/ √R otc.

Donde

2. Anillo grande o mamparo- - El momento de inercia requerido con base en el esfuerzo compresivo se establece utilizando las siguientes ecuaciones donde F hef es el valor de esfuerzo de pandeo, con F he evaluado usando las ecuaciones en el párrafo A.4.4.1 con M x = Ms = Ls/ √R otc.

donde Iss está dada por la ecuación en el subpárrafo 1 anterior, excepto porque L e se evalúa utilizando las siguientes ecuaciones.

c. Corte- El momento de inercia requerido se basa en el esfuerzo cortante se establece utilizando las siguientes ecuaciones con Cv evaluada usando las ecuaciones del Apéndice B, párrafo B.4.4.1.f con M x = Ms = Ls/ √R otc.

d. Requerimientos de geometría de soportes locales para todas las condiciones de carga- Las siguientes ecuaciones pueden ser usadas para determinar la estabilidad de un anillo de sujeción. 1. Anillo de barra plano, pestaña de una sección de T y la parte sobresaliente de un refuerzo de ángulo (ver figura A.11)

2. Telaraña de un refuerzo en T o pata de un ángulo unido al cuerpo (ver figura a.11)

A.4.5

Cuerpo Esférico o Cabeza hemisférica- Las ecuaciones de grosor mínimo y MAWP son:

A.4.5.1

Determinación de la MAWP

A.4.5.2

Determinación de un grosor mínimo- El grosor mínimo se determina utilizando el procedimiento del párrafo A.4.4.2.

A.4.6

Cabeza Elíptica- El grosor mínimo y la MAWP para una cabeza elíptica (ver figura A.1) pueden ser determinados utilizando las ecuaciones para un cuerpo esférico en el párrafo A.4.5. sustituyendo K oDo por R o. La ecuación para K c se suministra en el párrafo A.3.6.

A.4.7

Cabeza torisférica- El grosor mínimo y la MAWP para una cabeza torisférica (ver figura A.1) pueden ser determinados utilizando las ecuaciones para un cuerpo esférico en el párrafo A.4.5. sustituyendo el radio exterior de la corona por R o.

A.4.8

Cuerpo Cónico- las ecuaciones de grosor mínimo y MAWP para un cuerpo cónico son (ver figuras A.2 a A.6)

A.4.8.1

Determinación de la MAWP α( ≤ 60 grados) - La MAWP puede ser determinada utilizando las ecuaciones para un cilindro en el párrafo A.4.4 haciendo las siguiente sustituciones: a.

El valor de 0.5(DL + DS)/cos α es sustituido por Do en las ecuaciones del p árrafo A.4.4.1.

p A.4.4.1 donde Lc se b. El valor de Lc/cos α es sustituido por L en las ecuaciones del árrafo determina así: 1. Para los esquemas (a) y (b) en la figura a.4:

2. Para el esquema (c) en la figura A.4.

3. Para el esquema (d) en la figura A.4

4. Para el esquema (e) en la figura A.4

A.4.8.2

Determinación de un grosor mínimo- el grosor mínimo se determina utilizando el procedimiento del párrafo A.4.4.2.

A.4.8.3

Anillos de sujeción intermedios- Si se requiere, los anillos circunferenciales intermedios dentro de la transición cónica pueden ser dimensionados utilizando las ecuaciones del párrafo A.4.4.3.b con R R= D/2 donde D es el diámetro del cono en el anillo, t es el grosor del cono, L s es la distancia promedio a los anillos adyacentes medida a lo largo del eje del cono y F he es el promedio del esfuerzo de pandeo elástico calculado para las dos bahías adyacentes utilizando el procedimiento del párrafo A.4.8.1.

A.4.8.4

Cono excéntrico – El grosor mínimo de un cono excéntrico se determina tal como se define en el párrafo A.3.8.5.

A.4.9

Cabeza toricónica- las ecuaciones de grosor mínimo y de MAWP para cabezas toricónicas y transiciones pueden ser determinadas empleando el procedimiento del párrafo A.4.8.

A.4.10

Transiciones cónicas- las ecuaciones de grosor mínimo y de MAWP para transiciones pueden ser determinadas empleando el procedimiento del párrafo A.4.8

A.4.11

Conexiones de Boquilla en Cuerpos- El refuerzo para aperturas en cuerpos de pared sencilla que no excedan el 10% del diámetro del cilindro (o cuerpos esféricos o cabezas forjadas, según aplique), o el 80% del espaciamiento de anillos dentro del cual está ubicada la apertura, puede ser designado de acuerdo con las normas provistas en los párrafos A.4.4 a A.4.10. Las aperturas en cuerpos que excedan estas limitaciones requieren un análisis especial.

A.4.11.1 El refuerzo para las aperturas de boquilla en recipientes diseñados para presión externa únicamente deben estar de acuerdo con el párrafo A.3.11.1 usando J= 0.5. El grosor requerido debe ser determinado utilizando las ecuaciones en los párrafos A.4.4 a A.4.10, según aplique. A.4.11.2 Para los casos donde el grosor del cuerpo es controlado por combinaciones de presión externa y carga axial o momento de pandeo aplicado, o por carga axial y momento de pandeo aplicado sin presión externa, el refuerzo debe ser de acuerdo con el párrafo A.3.11.1 usando J =1.0 (refuerzo del 100%) y F= 1.0. El grosor requerido en la sección reforzada o no reforzada de la sección de cuerpo, según aplique, debe ser el grosor usado por el cálculo de esfuerzo permisible (ver apéndice B, párrafo B.4.4) A.4.12

Requerimientos de Refuerzo de Unión en Transiciones Cónicas- para un recipiente sometido a presión externa- En lugar de un análisis detallado de esfuerzo, los esfuerzos localizados y requerimientos para un anillo de refuerzo de una unión cono- cilindro, pueden ser evaluados utilizando el siguiente procedimiento.

A.4.12.1 Definición de símbolos- las siguientes definiciones son adicionales a los que aparecen en el párrafo A.3.3. D

= Diámetro exterior del cilindro en la unión (mm:in)

L1 Lc Fhe Fhec

= Distancia al primer anillo de refuerzo en la sección de cilindro o línea de soporte (mm:in) = Distancia al primer anillo de refuerzo en la sección de cono o línea de soporte (mm:in) = Esfuerzo elástico permisible para el cilindro (MPa:psi) = Esfuerzo elástico permisible para el cono tratado como un cilindro equivalente (MPa:psi)

A.4.12.2 Requerimientos de Anillo de Refuerzo 1. No se requiere un anillo de refuerzo en la unión cono a cilindro (extremo grande y extremo pequeño) si f h < Fha donde f h es el esfuerzo de membrana compresiva en el cono en la unión dada por la siguiente ecuación, y F ha se determina empleando las ecuaciones en el párrafo A.4.4.1 con F he evaluado usando C h = 0.55 cosα (t c/Do)

2.

Si se requiere un anillo en la unión cono a cilindro (extremo grande y extremo pequeño), el momento de inercia de la sección de anillo debe satisfacer la siguiente ecuación.

A.4.13 Otros Componentes- Los procedimientos de cálculo para los otros componentes están cubiertos en el párrafo A.3.13

A.5

Componentes de Tubería

A.5.1

Generalidades- el grosor mínimo y la MAWP de una sección recta o curvada de tubería sometida a presión interna o externa con cargas complementarias, pueden ser calculados con base en el código de construcción original. Alternativamente, las ecuaciones de esta sección pueden ser utilizadas en el cálculo de estos parámetros. Además se suministran los procedimientos para evaluar conexiones ramificadas sometidas a presión interna. Estas ecuaciones se basan en el Código de Tubería ASME B31.3. Los efectos de cargas complementarias (ver párrafos A.2.6 y A.7) se incluyen en estas ecuaciones sólo para tubos rectos (ej. Dirección de esfuerzo longitudinal) sometidos a fuerza axial de sección y momento de pandeo. Los efectos de cargas complementarias para otras geometrías de componentes o condiciones de carga pueden ser evaluados utilizando los métodos de análisis de esfuerzo del apéndice B.

A.5.2

Pérdida de metal- las ecuaciones de este párrafo están escritas en términos de diámetro exterior del tubo (OD); por lo tanto, las ecuaciones no necesitan ser ajustadas para pérdida de metal y provisión de corrosión futura que ocurre en la superficie interior. Si ha ocurrido pérdida de metal en OD (corrosión bajo el aislamiento), el término de definición de la geometría en la ecuación, OD, debe ser modificado para tener en cuenta esta pérdida de metal.

A.5.3

Definición de símbolos- los siguientes símbolos se utilizan en esta sección. E = Factor de calidad para ASME B31.3 Tabla A-1A o A-1B . E= 1.0 para tubos sin cordón. FCA = Provisión de corrosión futura especificada (ver párrafo A.2.7) (mm:in) LOSS = Pérdida de metal en el cuerpo de periodos de operación anteriores igual al grosor nominal menos el grosor mínimo medido en el momento de la inspección (mm:in) MA = Provisiones mecánicas (profundidad de ranura o rosca); para componentes roscados aplica la profundidad nominal de la rosca (dimensión h de ASME B.1.20.1 (mm:in)

Do R b R m S t tc tmin tsl Y

Temperatura °C (°F) 538 566 (1000) (1050)

Materiales

482 (≤900)

510 (950)

Aceros Ferríticos Aceros Austeníticos Otros metales dúctiles Hierro Fundido

0.4

0.5

0.7

0.4

0.4

0.4 0.4

θ A.5.4

= Diámetro exterior del tubo (mm:in) = Radio de pandeo de la línea central (ver figura A.14), (mm:in) = Radio medio del tubo (ver figura A.14), (mm:in) = Esfuerzo permisible del código de construcción original (Ppa:psi) = Grosor nominal del tubo ajustado para tolerancia de fábrica (mm:in) = t- LOSS- FCA (mm:in) = Grosor mínimo requerido incluyendo provisiones de corrosión y mecánica (mm:in) = Grosor complementario para cargas mecánicas diferentes de la presión que producen esfuerzo longitudinal; este grosor generalmente se obtiene de los resultados de un caso peso en un análisis de esfuerzo del sistema de tubería (mm:in) = Coeficiente de la siguiente tabla válido para t min< Do/6. El valor de Y puede ser interpolado para temperaturas intermedias.

593 (1100)

621 (≥1150)

0.7

0.7

0.7

0.4

0.4

0.5

0.7

0.4

0.4

0.4

0.4

0.4

---

---

---

---

---

= Ángulo alrededor de la circunferencia del codo donde deben ser calculados los resultados (grados)

Grosor requerido y MAWP para presión interna en tubos rectos- las ecuaciones para grosor mínimo y MAWP para secciones rectas de tubo sometidas a presión interna son:


A.5.4.2 Esfuerzo longitudinal (uniones circunferenciales)

A.5.4.3 Valores finales:

A.5.5

Grosor requerido y MAWP por presión interna para dobleces de tubo- Los resultados para esfuerzo circunferencial, y el grosor mínimo requerido y MAWP aparecen más adelante para dobleces de pared delgada (R m/tc ≥ 10). Los resultados para dobleces de pared del tubo que no satisfagan estos criterios, pueden ser encontrados en DIN 2413, partes 1 y 2.

A5.5.1 Esfuerzo circunferencial- Los resultados para cualquier ubicación definida por el ángulo θ (ver figura A.14) están dados por las siguientes ecuaciones. En estas ecuaciones, L f es el factor Lorenz que es una medida de la magnitud de esfuerzo en un codo en relación con la de un tubo recto. Cuando Lf= 1.0, las ecuaciones para el esfuerzo, el grosor de pared mínimo requerido y la MAWP son las mismas que para el tubo recto. Si el doblez de tubo tiene un defecto, la posición definida por el ángulo θ debe coincidir con el centro la ubicación del defecto si el defecto está localizado en la sección central o media del doblez. Si el defecto no está ubicado en la sección central del doblez, use L f = 1.0.

donde el factor Lorenz está dado por:

en el intrados (θ = -90° o θ = 270°) el factor Lorenz es:

y en el extrados (θ = 90°) el factor Lorenz es:

A.5.5.2 Esfuerzo longitudinal- las ecuaciones del párrafo A.5.4.2 pueden ser utilizadas. A.5.5.3 Valores finales- Se pueden usar las ecuaciones del párrafo A.5.4.3. A.5.5.4 Si el ángulo de doblez,β, es mayor que 2βa donde βa se calcula en grados utilizando la siguiente ecuación, las ecuaciones del párrafo A.5.5.1 dará el valor correcto para el esfuerzo circunferencial máximo. De otra manera, el esfuerzo circunferencial máximo será menor que el dado por estas ecuaciones debido al efecto de fortalecimiento de las secciones rectas de tubo unidas.

A.5.6

Grosor requerido y MAWP para presión externa- El grosor mínimo y la MAWP para secciones rectas y curvas de tubo sometido a presión externa, pueden ser determinados utilizando los métodos del apéndice B, párrafo B.4.

A.5.7

Conexiones ramificadas- Las conexiones ramificadas en sistemas de tubería tienen una dependencia de grosor y se evalúan en un procedimiento de nivel 2. El siguiente método de análisis basado en las normas de reemplazo de área del ASME B31.3 puede ser utilizado para una Evaluación de nivel 2.

A.5.7.1 Definición de variables (ver figura A.13):

c b = LOSS b + FCA (mm:in) ch = LOSSh + FCA (mm:in) dl = Longitud efectiva retirada del tubo en el sitio de la ramificación (mm:in) d2 = Ancho medio de la zona de refuerzo (mm:in) D b = Diámetro exterior del tubo ramificado (mm:in) Dh = Diámetro exterior del tubo header (guía) (mm:in) D p = Diámetro exterior del cojinete de refuerzo (mm:in) FCA = Provisión de corrosión futura especificada (párrafo A.2.7.) (mm:in) LOSS b = Pérdida de metal en el tubo ramificado de periodos de operación anteriores iguales al grosor nominal (si está disponible) menos el grosor mínimo medido en el momento de la inspección (mm:in) LOSSh = Pérdida de metal en el tubo header de periodos de operación anteriores iguales al grosor nominal (si está disponible) menos el grosor mínimo medido en el momento de la inspección (mm:in) L4 = Altura de la zona de refuerzo (mm:in) S = Esfuerzo permisible para el header del código de construcción original (MPa: psi) Sr = Esfuerzo permisible para el cojinete de refuerzo del código de construcción original (MPa: psi) Sw = Esfuerzo permisible para el metal de soldadura del código de construcción original (MPa: psi) t b = Grosor requerido del tubo ramificado, ver párrafo A.5.4 (mm:in) th = Grosor requerido del tubo header, ver párrafo A.5.4; para tubo soldado, cuando el tubo ramificado no intersecte la soldadura longitudinal en el tubo guía, el esfuerzo permisible básico para el tubo puede ser utilizado para determinar el grosor de pared requerido; cuando el tubo ramificado intersecte la soldadura longitudinal del tubo guía, el producto del esfuerzo permisible básico y la eficiencia de unión soldada debe ser usada al calcular el grosor de pared requerido (mm:in) T b = Grosor nominal del tubo ramificado (mm:in) Th = Grosor nominal del tubo header (mm:in) Tr = Grosor nominal del cojinete de refuerzo (mm:in) wn = Tamaño de la soldadura del ramificado al cojinete de refuerzo o del ramificado al tubo guía (mm:in) w p = Tamaño de la soldadura del cojinete de refuerzo al tubo guía (mm:in) = Ángulo entre los ejes del header y el tubo ramificado (grados) θ A.5.7.2 La condición para refuerzo satisfactorio de una conexión de boquilla ramificada está dada por lo siguiente:

donde

con

En las ecuaciones anteriores, si A 1 < 0.0 utilice A 1 = 0.0, o si A 2 < 0.0 use A 2 = 0.0

A.6

Tanques de Almacenamiento API 650 Las ecuaciones para evaluar el grosor mínimo y la altura máxima de llenado de un tanque de almacenamiento atmosférico, aparecen en la sección 2 de API 653.

A.7

Ecuaciones de Grosor para Cargas complementarias

A.7.1

Generalidades- Las cargas complementarias (ver párrafos A.2.6) pueden producir una fuerza axial o un momento de pandeo al aplicarse en el extremo de un cuerpo cilíndrico, un cuerpo cónico o una sección de tubo. Este tipo de carga produce esfuerzos de pandeo y de membrana longitudinal (esfuerzos que actúan en un plano circunferencial) además del esfuerzo de membrana longitudinal y circunferencial causado por la carga de presión. Los efectos de las cargas complementarias para otras condiciones de carga y geometrías de cuerpo pueden ser evaluados utilizando los métodos de análisis de esfuerzo del apéndice B.

A.7.2

Definición de símbolos- la siguiente definición de símbolos son adicionales a los del párrafo A.3.3 y el párrafo A.5.3. A H L Q R m

= Longitud de la línea tangente del recipiente horizontal al centro de un soporte en caballete (mm:in) = Altura de la cabeza del recipiente horizontal (mm:in) = Longitud tangente a tangente del recipiente horizontal (mm:in) = Reacción del caballete resultante del peso del recipiente y su contenido (N:lbs) = Radio medio; 0.25(Do + Dc) (mm:in)

S tsl

α θ A.7.3

= Esfuerzo permisible; el esfuerzo tensil permisible se toma del código de construcción original y el esfuerzo compresivo permisible puede ser tomado de este código o del Apéndice B, párrafo B.8.4.4 (MPa: psi) = Grosor complementario para cargas mecánicas diferentes de la presión y el esfuerzo longitudinal (ver párrafo A.2.6) (mm:in) = La mitad del ángulo del vértice del cono en una cuerpo cónico o cabeza toricónica (grados), y = Ángulo de contacto del caballete (grados)

Recipientes Verticales sometidos a Cargas por peso, viento o temblores- Utilice las ecuaciones del párrafo A.7.3 con F y M igual al peso de la torre, de los accesorios y del contenido, y el momento de pandeo por el viento o los temblores, respectivamente, por encima del punto de interés. Las cargas resultantes del viento y los temblores pueden se calculadas utilizando el procedimiento en ASCE 7.

A.7.3.1 Cuerpo grueso:

A.7.3.2 Cuerpo delgado

A.7.4

Recipientes horizontales sometidos a Cargas peso- las siguientes ecuaciones pueden ser utilizadas para determinar el grosor requerido en el caballete y en los tramos medios del recipiente.

A.7.4.1 Sitio del caballete: a.

Sin anillos de sujeción en el caballete:

b. Con anillos de sujeción en el caballete:

Donde

A.7.4.2 Sitio del tramo medio:

A.8

Ecuaciones de cálculo de esfuerzo para anillos

A.8.1

Generalidades- Las ecuaciones en los siguientes párrafos se suministra para componentes presurizados, y pueden ser utilizados para evaluaciones FFS. Estas ecuaciones no están disponibles en la literatura y se proveen aquí por conveniencia.

A.8.2

Definición de símbolos- La siguiente definición de símbolos es adicional a la del párrafo A.3.3 AR v

A.8.3

= Área transversal del anillo (mm 2:in2) = Relación de Poison

Membrana meriodional y Esfuerzo de pandeo en un anillo de sujeción de un cuerpo cilíndrico- Más adelante aparecen los resultados para esfuerzos meridionales (longitudinales). Estos resultados sólo son aplicables a cuerpos de pared delgada (Rm/tc ≥ 10) cuando el espaciamiento de fijación es mayor que o igual a 2δ (ver p árrafo A.8.3.1)

A.8.3.1 El esfuerzo de pandeo meridional en la superficie exterior e interior en el sitio del anillo, está dado por las siguientes ecuaciones:

donde σLm es dado por la ecuación del párrafo A.3.4.2 A.8.3.2 El esfuerzo de membrana meriodional en el sitio del anillo está dado por la siguiente ecuación:

A.9

Referencias

A.10

Tablas y figuras

Tabla A.1 Cargas, Casos de carga y Esfuerzos de diseño permisibles Condición de carga Levantamiento

1.

2. 3. Prueba hidrostática

1.

2. 3. 4.

5. Operación normal

1.

2. 3. 4. Operación normal más cargas ocasionales (nota: las cargas ocasionales usualmente están regidas por el viento y temblore; sin embargo, pueden predominar otros tipos de carga tales como nieve, tierra, hielo, ver ASCE 7)

5. 1.

2. 3. 4. 5. 6.

Operación anormal más cargas ocasionales (ver nota anterior)

1.

2. 3. 4. 5. 6.

Cargas de diseño Carga muerta del componente menos: aislamiento, protección contra el fuego, todas las partes internas sueltas, empaque, etc. Cargas y fuerzas temporales causadas por la operación de levantamiento Viento total o temblores, cualquiera que sea mayor Carga muerta del componente más: aislamiento, protección contra el fuego, partes internas instaladas, plataformas y otro equipo apoyado del componente en la posición instalada. Cargas de tubería incluyendo presión Cargas vivas aplicables excluyendo la vibración y las cargas vivas de mantenimiento Cargas de fluido y presión (agua) para prueba y equipo de enjuague y tubería a menos que se especifique una prueba neumática. Carga de viento para una velocidad de viento de 56.3 km/hr (35 mph) Carga muerta del componente más: aislamiento, protección contra el fuego, partes internas instaladas, plataformas y otro equipo apoyado del componente en la posición instalada. Cargas de tubería incluyendo presión Cargas vivas aplicables Cargas de fluido y presión durante la operación normal. Carga térmicas Carga muerta del componente más: aislamiento, protección contra el fuego, partes internas instaladas, plataformas y otro equipo apoyado del componente en la posición instalada. Cargas de tubería incluyendo presión Cargas vivas aplicables Cargas de fluido y presión durante la operación normal. Carga térmicas Viento total, temblores y otras cargas ocasionales, lo que sea mayor

Carga muerta del componente más: aislamiento, protección contra el fuego, partes internas instaladas, plataformas y otro equipo apoyado del componente en la posición instalada. Cargas de tubería incluyendo presión Cargas vivas aplicables Cargas de fluido y presión asociadas con la operación anormal. Carga térmicas Carga por viento para una velocidad de viento de 35 mph.

Esfuerzo permisible Esfuerzo de diseño permisible según el código de construcción tal como se determina en el párrafo A.2.3.

Esfuerzo de diseño permisible según el código de construcción tal como se determina en el párrafo A.2.3. Además se pueden considerar los siguientes límites: 1.

los esfuerzos de membrana tensil no deben exceder el 90% de la resistencia a la fluencia mínima especificada a 38°C (100°F) multiplicada por la eficiencia de unión soldada aplicable. 2. Los esfuerzos de membrana compresiva logitudinales no deben exceder el esfuerzo compresivo permisible calculado a 38°C(100°F). Esfuerzo de diseño permisible según el código de construcción tal como se determina en el párrafo A.2.3.

Esfuerzo de diseño permisible según el código de construcción tal como se determina en el párrafo A.2.3. modificado así: Recipientes- Según ASME B& PV, Sección VIII, División 1, el esfuerzo permisible puede ser aumentado en 20% de acuerdo con UG-23(d). Sin embargo, este valor de esfuerzo no debe exceder el esfuerzo por fluencia del material a temperatura. Tubería- Según el párrafo 302.3.5, los límites para cargas ocasionales según el párrafo 302.3.6 del ASME B31.3 Código de tubería. Esfuerzo de diseño permisible según el código de construcción tal como se determina en el párrafo A.2.3. modificado así: Recipientes- Lo mismo que el anterior. Tubería- Según el párrafo 302.3.5, los límites para cargas ocasionales según el párrafo 302.3.6 , provisiones para variaciones de presión y temperatura según el párrafo 302.2.4. del ASME B31.3 Código de tubería.

Tabla A.3 Límites de Temperatura para Ecuaciones de Esfuerzo compresivo Tabla del Código ASME B&PV en la que se relaciona el material Sección VIII, división 1 Sección VIII, división 2 UCS- 23.1 ACS- 1 UNF- 23.1 ANF- 1.1 UNF- 23.2 ANF- 1.2 UNF- 23.3 ANF- 1.3 UNF- 23.4 ANF- 1.4 UNF- 23.5 --UHA- 23 AHA-1 UHT- 23 AQT- 1

Límite de temperatura °C 427 149 66 482 316 316 427 171

°F 800 300 150 900 600 600 800 700

Figura A.1 Geometría de Cabeza Elíptica y Torisférica

(a) Geometría de cabeza elíptica y torisférica

(b) Geometría de Cabeza Torisférica

Figura A.2 Geometría de Transición Cónica y Cabeza toricónica

Anillo de fijación

(a) Geometría de Cuerpo Cónico y cabeza toricónica (b) Geometría de Cabeza toricónica

Articulación

Anillo de fijación

Figura A.3 Geometría de Transición Cónica

no tiene requerimientos de dimensión

Por lo tanto use α 1 en las ecuaciones de dise ño

Figura A.4 Geometría de Transición Cónica- Longitud no soportada para Transiciones Cónicas

Figura A.5 Parámetros de Boquilla- Método de Reemplazo de Área

Área de refuerzo requerida Área de refuerzo disponible en el cuerpo Área de refuerzo disponible en la boquilla Área de refuerzo disponible, proyección interna de la boquilla Área de refuerzo disponible en la soldadura boquilla a cojinete o recipiente Área de refuerzo disponible en la unión soldadura boquilla, superficie interior Área de refuerzo disponible en la soldadura de unión del cojinete de refuerzo Área de refuerzo disponible en el cojinete de refuerzo

Figura A.6 Parámetros de Boquilla- Análisis de Carga Límite

Boquilla

Zona de Refuerzo

Recipiente

Pérdida de metal

Boquilla sin elemento de refuerzo

Figura A.7 Parámetros de Boquilla (Cuello de Boquilla reforzado integralmente)- Análisis de Carga Límite

Figura A.8 Definición de rutas para un análisis de resistencia de la soldadura en la boquilla- Boquilla incorporada

(a) Dimensiones de la soldadura y la boquilla

(b) Rutas de Resistencia de la soldadura

Figura A.9 Definición de rutas para un análisis de resistencia de la soldadura en la boquilla- Boquilla superpuesta

(a) Dimensiones de la soldadura y la boquilla

(b) Rutas de Resistencia de la soldadura

Figura A.10 Definición de líneas de soporte para una transición cónica

Figura A.11 Variables de Anillo de Sujeción

(a) Anillos de Sujeción grandes y pequeños

(b) Variables de ajuste para cálculo de pandeo local

Figura A.12 Definición de líneas de soporte para diseño de recipientes cilíndricos sometidos a presión externa

Figura A.13 Definición de Variables para cálculo de refuerzo ramificado en sistemas de tubería

Notas: A1 = Área de Refuerzo requerido (mm 2:in2) A2= Área de Refuerzo resultante del exceso de grosor en el tubo guía (mm 2:in2) A3 = Área de Refuerzo resultante del exceso de grosor en el tubo ramificado (mm 2:in2) A4 = Área de Refuerzo disponible provista por las soldaduras y el cojinete de refuerzo (mm 2:in2) A4l = Área de Refuerzo disponible provista por la soldadura de unión boquilla a cojinete o boquilla a tubo (mm2:in2) A42 = Área de Refuerzo disponible provista por la soldadura del cojinete de refuerzo (mm 2:in2) A43 = Área de Refuerzo disponible provista por el cojinete de refuerzo (mm 2:in2)

Figura A.14 Definición de Variables para dobleces de tubería

APÉNDICE B- Vista General del Análisis de Esfuerzo para una Evaluación FFS (Enero, 2000)

B.1

Métodos de Análisis de Esfuerzo en una Evaluación FFS

B.1.1

Los métodos analíticos contenidos en esta sección pueden ser usados para análisis de esfuerzo cuando se esté realizando la evaluación FFS de un componente con un defecto. Estos métodos generalmente son empleados en una evaluación de nivel 2 o de nivel 3.

B.1.2

Se dan recomendaciones sobre cómo realizar y utilizar los resultados de un análisis de esfuerzo de elementos finitos en una evaluación FFS. Entre los puntos cubiertos en este apéndice se encuentran los procedimientos para realizar análisis lineal y no lineal, la determinación de las categorías de esfuerzo y la clasificación de los resultados de esfuerzo obtenidos de un análisis lineal, y una metodología para realizar un análisis elástico- plástico para determinar una carga de pandeo o para realizar una evaluación de fatiga.

B.1.3

Los métodos presentados en este apéndice pueden ser usados para evaluar defectos volumétricos (pérdida general de metal, pérdida localizada de metal, y distorsiones del cuerpo) y defectos en forma de grietas. El análisis lineal o no lineal puede ser usado para evaluar defectos volumétricos utilizando categorización del esfuerzo o determinando una carga de pandeo plástico, respectivamente. Si se usa un análisis de esfuerzo lineal, el criterio de aceptación se basa en un Diagrama de Evaluación de Fallas (FAD) de dos parámetros para evaluar los efectos combinados de la fractura y el pandeo plástico (ver sección 9). Alternativamente, si se utiliza un análisis de esfuerzo no lineal, el defecto en forma de grieta puede ser evaluado directamente utilizando la Integral- J. Más adelante se presenta una vista general de los requerimientos de evaluación para defectos volumétricos y grietas.

B.1.3.1 Se deben satisfacer los siguientes criterios para establecer la integridad estructural de un componente con defecto volumétrico. a.

Esfuerzo permisible- Se deben satisfacer los requerimientos de los párrafos B.2 o B.3.

b. Estabilidad estructural- Para componentes sometidos a un esfuerzo compresivo, el pandeo debe ser evaluado según el párrafo B.4. c.

Fatiga (iniciación)- Para componentes sometidos a operación cíclica, se debe satisfacer el procedimiento de evaluación del párrafo B.5.

d. Deformación por flujo plástico- Fatiga (iniciación)- Los requerimientos de evaluación para componentes sometidos a operación cíclica en el régimen de deformación por flujo plástico están cubiertos en la sección 10. B.1.3.2 Se deben satisfacer los siguientes criterios para establecer la integridad estructural de un componente con defectos en forma de grieta: a.

Estabilidad y Crecimiento de la grieta (baja temperatura)- Los requerimientos de evaluación para fractura aparecen en la sección 9; sin embargo, para la evaluación se requieren los resultados del análisis de esfuerzo utilizando la información de este apéndice.

b. Estabilidad y Crecimiento de la grieta (alta temperatura)- Los requerimientos de evaluación para crecimiento de grietas por deformación por flujo plástico se suministran en las secciones 9 y 10; sin embargo, para la evaluación se requieren los resultados del análisis de esfuerzo utilizando la información de este apéndice.

c.

Estabilidad estructural- para componentes sometidos a campos de esfuerzo compresivo, se debe evaluar el pandeo según el párrafo B.4.

B.1.4

Los métodos de este apéndice están basados en los métodos de diseño por análisis del Código ASME, sección VIII, División 2, apéndice 4 y apéndice 5; sin embargo, existen algunas diferencias notorias tales como el uso del criterio Energía Máxima de distorsión y la evaluación de la fatiga empleando tensiones plásticas. También es aceptable el uso directo de los métodos del código ASME.

B.2

Métodos de Esfuerzo Elástico Lineal y Criterios de Aceptación

B.2.1

Bases para determinar Esfuerzos- Una cantidad conocida como “intensidad equivalente de esfuerzo combinado” o “intensidad de esfuerzo” se calcula en diferentes sitios del componente y se compara con un valor permisible de intensidad de esfuerzo para determinar si el componente es apropiado para las condiciones de operación deseadas.

B.2.1.1 La intensidad de esfuerzo en un punto de un componente es una medida de esfuerzo, calculada de los componentes del esfuerzo utilizando un criterio de límite, que puede ser usado para comparación con las propiedades de resistencia mecánica del material obtenidas en pruebas bajo carga uniaxial. B.2.1.2 Los siguientes criterios de límite pueden ser usados para establecer la intensidad del esfuerzo. a.

Criterio de Esfuerzo Cortante Máximo- la intensidad del esfuerzo es igual a dos veces el esfuerzo máximo cortante que igual a la diferencia entre el algebraicamente más grande y el más pequeño de los tres esfuerzos principales, σi, en el punto:

b. Criterio de Energía Máxima de Distorsión- La intensidad de esfuerzo es igual al esfuerzo equivalente von Mises; se recomienda el uso de esta teoría de falla e intensidad de esfuerzo. Aunque este criterio de deformación es más complicado de aplicar cuando se realizan cálculos manuales, es el más común para el límite utilizado en el análisis de elementos finitos, y generalmente se reconoce que proporciona resultados más precisos que el criterio de esfuerzo cortante máximo.

B.2.2

Categorización del esfuerzo e intensidades de esfuerzo permisible- Para demostrar la integridad estructural, los resultados de un análisis de esfuerzo están categorizados y comparados con un valor limitantes asociado.

B.2.2.1 Las cinco categorías básicas de intensidad de esfuerzo y los límites asociados que se deben satisfacer se definen más adelante. Los términos esfuerzo de membrana general primario, esfuerzo de membrana local primaria, esfuerzo primario de pandeo, esfuerzo secundario, y esfuerzo pico, se definen en el apéndice I. a.

La intensidad de esfuerzo de membrana general primario (P m), (ver figura B.1) es la intensidad de esfuerzo, derivada del valor promedio a través del grosor de una sección, de los esfuerzos generales primarios producidos por la presión interna de diseño y otras cargas mecánicas

especificadas, pero excluyendo todos los esfuerzos secundarios y pico. El valor permisible de esta intensidad de esfuerzo es kS m donde k está definida en la tabla B.1. El esfuerzo permisible, Sm, se evalúa según el párrafo B.2.3 para equipos de diferente clase. b. Intensidad de esfuerzo de membrana local primaria (P L) (ver figura B.1) es la intensidad de esfuerzo, derivada del valor promedio a través del grosor de una sección, de los esfuerzos locales primarios producidos por la presión de diseño y las cargas mecánicas especificadas, pero excluyendo todos los esfuerzos secundarios y pico. Una región de esfuerzo en un componente se considera como local si la distancia sobre la cual la intensidad del esfuerzo excede a l. LSm no se extiende en dirección meridional más que √Rt donde R es el radio superficial de curvatura medido normal con respecto a la superficie desde el eje de rotación y t es el grosor mínimo en la región que se está considerando. El valor permisible de esta intensidad de esfuerzo es 1.5 kSm donde k está definida en la tabla B.1. c.

Membrana primaria (general o local) más intensidad de esfuerzo primario de pandeo (PL + Pb) (ver figura B.1) es la intensidad de esfuerzo, derivada del valor más alto a través del grosor de una sección, de los esfuerzos de membrana primario local o general más esfuerzos primarios de pandeo producidos por la presión de diseño y otras cargas mecánicas especificadas, pero excluyendo todos los esfuerzos secundarios y pico. El valor permisible de esta intensidad de esfuerzo es 1.5 kSm donde k está definida en la tabla B.1.

d. Intensidad de esfuerzo primario más secundario (PL + Pb + Q) (ver figura B.1) es la intensidad de esfuerzo derivada del valor más alto en cualquier punto a través del grosor de una sección, de la combinación de los esfuerzos primarios o secundarios de membrana local o general más los esfuerzos de pandeo primarios más los esfuerzos secundarios, producidos por la presión de operación especificada y otras cargas mecánicas especificadas y por efectos térmicos generales. Se deben incluir los efectos de discontinuidades estructurales generales, pero no los de discontinuidades estructurales locales. El promedio máximo de esta intensidad de esfuerzo está limitada a 3Sm. e.

Intensidad de esfuerzo primario más secundario más pico (PL + Pb + Q + F) (ver figura B.1) es la intensidad de esfuerzo derivada del valor más alto en cualquier punto a través del grosor de una sección, de la combinación de todos los esfuerzos primarios, secundarios y pico producidos por las presiones de operación especificadas y otras cargas mecánicas y por efectos térmicos generales y locales, e incluyendo los efectos de discontinuidades estructurales generales y locales. Esta intensidad de esfuerzo se utiliza en una evaluación de fatiga de acuerdo con el código ASME, Sección VIII, División 2, Apéndice 5 para determinar un número permisible de ciclos de operación (ver párrafo B.5.2)

B.2.2.2 Límites de esfuerzo triaxial- La suma algebraica de los tres esfuerzos principales primarios ( σ1 + σ2 + σ3) en el punto que se está investigando, no debe exceder 4S m. B.2.3

Establecimiento de la intensidad de esfuerzo permisible- más adelante se la intensidad de esfuerzo permisible , Sm, que se debe usar en conjunción con el párrafo B.2.2 en una evaluación FFS.

B.2.3.1 La intensidad de esfuerzo permisible se basa en la clase de equipo. a.

Recipientes presurizados (API 510)- El valor de esfuerzo utilizado en el diseño original del recipiente presurizado debe ser utilizado para Sm, pero en ningún caso Sm debe ser mayor que dos tercios de la resistencia mínima a la fluencia. Alternativamente, para recipientes construidos según el Código ASME B&PV, sección VIII, División 1, Sm puede ser tomado del Código ASME B&PV, sección VIII, división 2 para su uso en una evaluación FFS si el componente tiene detalles similares de diseño y los prerrequisitos NDE iguales a los requeridos originalmente para un diseño de recipiente de nivel 2. Para hacer este juicio, se requiere una evaluación por parte de un ingeniero entrenado en el diseño de recipientes presurizados de división 1 y división 2.

b. Tubería (API 579)- el esfuerzo básico permisible tomado del código de tubería aplicable (ASME B31.3) debe ser usado para Sm, pero en ningún caso Sm debe ser mayor que dos tercios la resistencia mínima a la fluencia. c.

Tanques (API 653)- El esfuerzo básico permisible tomado del estándar de diseño de tanques aplicable, debe ser usado para Sm. Sin embargo, si el esfuerzo de diseño es mayor que el máximo de dos tercios de la resistencia mínima a la fluencia (2/3 σys) o un tercio de la resistencia tensil mínima especificada a temperatura (1/3 σ ys ), entonces el valor de Sm debe ser tomado como el valor mínimo de (2/3 σys) y (1/3 σ ys ).

B.2.3.2

La cantidad 3Sm en el párrafo B.2.2 representa un límite sobre el promedio de intensidad de esfuerzo primario más secundario. Por lo tanto, al evaluar esta cantidad, Sm debe ser calculado como el promedio de Sm a la temperatura más alta y más baja en el ciclo. En la determinación del rango de intensidad de esfuerzo máximo primario más secundario, puede ser necesario considerar los efectos de ciclos múltiples donde el promedio de esfuerzo puede ser mayor que el rango de esfuerzo de cualquier ciclo individual. En este caso, el valor de 3Sm puede variar con el ciclo especificado, o la combinación de ciclos, que se están considerando ya que los extremos de temperatura pueden ser diferentes en cada ciclo. Por lo tanto, se debe tener cuidado para garantizar que se utilice el valor aplicable de 3Sm para cada ciclo o combinación de ciclos (ver párrafo B.5.2.3)

B.2.4

Derivación y categorización de las intensidades de esfuerzo calculadas- Para determinar la aceptabilidad de un componente que presente defectos, las intensidades de esfuerzo calculadas no deben exceder los límites de intensidad de esfuerzo permisible especificadas en el párrafo B.2.2.

B.2.4.1

El siguiente procedimiento puede ser usado para calcular y categorizar la intensidad de esfuerzo en un punto dado de un componente. a.

Paso 1- Determine los tipos de cargas a los que estará sometido el componente. En general, separe los casos de carga que deben ser analizados para evaluar cargas “controladas por carga” tales como presión y las reacciones aplicadas externamente debido a los efectos del peso y las cargas “controladas por tracción” resultantes de gradientes térmicos y desplazamientos impuestos. En la tabla A.1 del Apéndice A se suministra una vista general de los casos de carga que deben ser considerados.

b. Paso 2- En el punto que se está investigando en el recipiente, calcule el tensor de esfuerzo (seis componentes únicos de esfuerzo) para cada tipo de carga. Asigne cada uno de los tensores de esfuerzo a una o a un grupo de las categorías definidas a continuación. Se puede obtener ayuda para asignar cada tensor de esfuerzo a una categoría apropiada para un componente con o sin defectos utilizando la figura B.1 y la Tabla B.2. 1. 2. 3. 4. 5. c.

Esfuerzo general de membrana primaria P m Esfuerzo local de membrana primaria P L Esfuerzo de pandeo primario P b Esfuerzo secundario Q Esfuerzo pico F.

Paso 3- Sume los tensores de esfuerzo (los esfuerzos son sumados con base en el componente) asignados a cada categoría de intensidad de esfuerzo. El resultado final es un tensor de esfuerzo representante de los efectos de todas las cargas asignadas a cada categoría de intensidad de esfuerzo. Observe que al aplicar los pasos del párrafo B.2.4.1, un análisis detallado del esfuerzo realizado utilizando un método numérico tal como el análisis de elemento finito, generalmente proporciona una combinación de P L + P b y PL + Q directamente. Por lo tanto no es necesario determinar el esfuerzo asociado con una categoría

específica. Por ejemplo, si P L + P b se calcula directamente en el análisis, no es necesario determinar P L y P b independientemente para el propósito de la categorización de esfuerzo. 1. Si se analiza un caso de carga que incluya solamente cargas “controladas por carga” (efectos de presión y peso), las intensidades de esfuerzo calculadas pueden ser usadas para representar directamente el Pm total, P L + P b o PL + P b + Q. Por ejemplo, para un recipiente sometido a presión interna con una cabeza elíptica; las intensidades de esfuerzo Pm ocurren lejos de la unión cabeza cuerpo, y las intensidades de esfuerzo P L + P b + Q ocurren en la unión. 2. Si se analiza un caso de carga que incluya solamente cargas “controladas por tracción” (gradientes térmicos), las intensidades de esfuerzo calculadas representan a Q; la combinación PL + P b + Q debería ser derivada de un caso de carga desarrollado de cargas “controladas por carga” y cargas “controladas por tracción”. 3. Si el esfuerzo en la categoría F es producido por una concentración de esfuerzo, la cantidad F es el esfuerzo adicional producido por la concentración de esfuerzo por encima del nivel de esfuerzo nominal. Por ejemplo, si una placa tiene una intensidad de esfuerzo de S, y tiene una concentración de esfuerzo caracterizada por un factor K, entonces: Pm = S, P b = 0, Q = 0, y F = P m (K- 1). La intensidad de esfuerzo pico, es P m + F, o con F = P m + Pm(K – 1) = P mK. d. Paso 5- Determine los esfuerzos principales de la suma de los tensores de esfuerzo asignados a las categorías de intensidad de esfuerzo, y calcule la intensidad de esfuerzo empleando la ecuación B.1 o B.2. e.

Compare la intensidad de esfuerzo calculada con la intensidad de esfuerzo permisible para cada categoría de esfuerzo, ver párrafo B.2.2.

B.2.4.2

Para componentes con geometría compleja o carga compleja, la categorización de esfuerzos requiere un conocimiento significativo de parte del analista. Esto es especialmente cierto para campos de esfuerzo tridimensionales. Se recomienda la aplicación de los métodos de análisis plástico del párrafo B.3.3 para casos donde el proceso de categorización puede producir resultados ambiguos.

B.2.4.3

El uso de la clasificación de esfuerzos para demostrar integridad estructural para componentes presurizados de pared pesada, especialmente alrededor de discontinuidades estructurales, puede producir resultados no conservadores y por tanto no se recomienda. La razón para este tipo de resultados es el hecho de que las distribuciones de esfuerzo no lineales asociadas con secciones de pared pesada no se representan con precisión mediante la distribución de esfuerzo lineal implícita utilizada en la categorización de esfuerzo y el procedimiento de clasificación. La mala representación de la distribución de esfuerzo se ve incrementada si ocurre deformación. Por ejemplo, en los casos donde los esfuerzos pico calculados están por encima del límite a través de una dimensión de grosor mayor del cinco por ciento del grosor de la pared, el análisis elástico lineal puede dar un resultado no conservador. En estos casos se debe realizar un análisis elástico/ plástico.

B.3

Métodos de análisis de esfuerzo elástico- plástico no lineal y criterios de aceptación

B.3.1.

Generalidades- Los procedimientos de evaluación estructural utilizando las fórmulas del Código ASME o técnicas de análisis de esfuerzo elástico lineal proporcionan sólo una aproximación de las cargas que puede soportar un componente antes del colapso. Se puede obtener una cálculo mejor de la capacidad de carga de un componente utilizando análisis de esfuerzo no lineal para desarrollar límites y cargas de pandeo plástico, evaluar las características de la deformación del componente incluyendo ratcheting, y valorar el daño por fatiga o por deformación por fluencia.

B.3.1.1

En un análisis estructural no lineal, se deben considerar tres formas de no linealidad: no linealidad geométrica, no linealidad de material y no linealidad combinada geométrica y de material. Cuando se incluye no linealidad de material en un análisis, las relaciones esfuerzotracción son no lineales y pueden ser elásticas o inelásticas. Si son elásticas, existe una relación única entre esfuerzo y tracción. Si son inelásticas, se producen tensiones plásticas y la relación esfuerzo- tracción depende de la ruta. Los efectos de la no linealidad geométrica y de material son importantes al determinar las cargas límite y de pandeo plástico, y las características de deformación del componente (ratcheting).

B.3.1.2

La intensidad de esfuerzo calculado que se computa utilizando análisis lineal no debe satisfacer los requerimientos del párrafo B.2 si se utiliza un análisis de esfuerzo no lineal para determinar el comportamiento del componente. a.

Los límites en la intensidad general de membrana, la intensidad del esfuerzo local de membrana, y la intensidad de esfuerzo de pandeo primario más membrana primaria han tenido lugar en un nivel que garantiza la prevención del pandeo según lo determinado por los principios del análisis de límite. Estos límites no deben ser satisfechos en un sitio específico si se puede demostrar que las cargas especificadas no exceden las dos terceras partes de la carga límite inferior o dos terceras partes de la carga de pandeo de análisis plástico.

b. El límite en la intensidad de esfuerzo primario más secundario se ha colocado en un nivel que asegure el shakedown a la acción elástica después de algunas repeticiones del ciclo de esfuerzo excepto en regiones que contienen discontinuidades estructurales locales significativas o esfuerzos térmicos locales. Estos dos últimos factores se consideran solamente en el desarrollo de una evaluación de fatiga. En lugar de satisfacer estos límites, el comportamiento estructural puede ser evaluado utilizando un análisis de esfuerzo elástico plástico. El componente se considera como aceptable si ocurre el shakedown, en contraposición a la deformación continúa, y si las deformaciones que ocurren antes no exceden los límites que dejarían el componente fuera de servicio o tendrían un efecto en la integridad estructural. B.3.1.3

Cuando se utiliza un análisis de esfuerzo no lineal para determinar la capacidad de transporte de carga de un componente, se debe incluir lo siguiente como parte de la evaluación. a.

Se deben evaluar los efectos de las concentraciones de tensión plástica en áreas del componente que contienen discontinuidades geométricas mayores o locales. Se debe establecer un límite superior en la tensión de membrana, de pandeo o pico para garantizar la integridad estructural.

b. La estabilidad estructural del componente debe ser evaluada si las cargas aplicadas producen un campo de esfuerzo compresivo. Si hay imperfecciones en el componente (abolladuras, protuberancias, deformaciones circunferenciales resultantes de cargas en servicio), sus efectos deben ser incluidos como parte de la evaluación porque la estabilidad estructural de algunos componentes, especialmente las estructurales tipo cuerpo, se puede reducir significativamente. Las recomendaciones para evaluar componentes sometidos a esfuerzos compresivos se cubren en el párrafo B.4. c.

Si la carga es cíclica, se considera que el componente es aceptable si ocurre shakedown, en contraposición a la deformación continua con cada ciclo. Si se puede demostrar shakedown, la intensidad de esfuerzo pico para comparación con la curva de diseño de fatiga apropiada se debe calcular utilizando las tensiones totales derivadas del análisis (ver párrafo B.5.4). Observe que si está presente una soldadura, se puede requerir un factor de reducción de resistencia a la fatiga adicional si se realiza una evaluación de fatiga de acuerdo con el código ASME, sección VIII, División 2, apéndice 5 (ver párrafo B.5.2)

B.3.2

Cargas límite- las cargas límite pueden ser usadas para evaluar defectos volumétricos y grietas en los componentes. La medida de las características de deformación del componente generalmente no es suministrada por una solución de carga límite. Si las características de deformación son importantes, se debe obtener una solución de pandeo plástico. A pesar de esta limitación, las soluciones de carga límite todavía son valiosas para determinar las cargas de pandeo en la evaluación de defectos en forma de grietas (ver párrafo B.5.2.4)

B.3.2.1 La carga límite teórica puede ser definida como la solución de carga máxima según un modelo analítico de una estructura que contenga las siguientes condiciones: a.

La respuesta de material es plástica rígida o plástica perfectamente elástica con una función de deformación admisible.

b. Las relación de desplazamiento por tensión son aquellas de la teoría de desplazamiento pequeña. c.

El esfuerzo interno y las fuerzas aplicada están relacionadas por las ecuaciones usuales de equilibrio que ignoran cambios en la geometría debido a deformaciones.

B.3.2.2 Las soluciones de empalme superior e inferior pueden ser desarrolladas para cubrir la carga límite. La eficiencia de una solución de carga límite puede ser evaluada comparando la diferencia entre la solución de carga límite de unión inferior y superior. a.

El teorema de empalme inferior de análisis de límite- Si se puede encontrar cualquier campo de esfuerzo estadísticamente admisible para una carga aplicada, entonces esta carga es una unión inferior según la carga límite real. Un campo de esfuerzo estadísticamente admisible está definido por un conjunto de esfuerzos generalizados tales que se satisfacen todos los requerimientos de equilibrio y no se viola la condición de esfuerzo límite.

b. El teorema de empalme superior de análisis de límite- Si se puede encontrar cualquier campo de tensión cinéticamente admisible para una carga aplicada, entonces esta carga es un empalme superior según la carga límite. Un campo de tensión cinéticamente admisible satisface las relaciones de tensión- promedio- velocidad y la condiciones de margen velocidad. B.3.2.3 Las soluciones de forma cerrada para cargas límite pueden ser obtenidas para componentes sencillos sometidos a condiciones de carga simples. Para componentes generales sometidos a condiciones de carga simples o complejas, se puede obtener un cálculo de la carga límite utilizando una técnica de análisis numérico (método de elemento finito) empleando un modelo de material elástico perfectamente plástico y la teoría de desplazamiento pequeño para obtener una solución. La carga límite puede ser tomada como la carga que causa inestabilidad estructural general. Esta carga corresponde a un punto en la curva carga- deformación en la que el trabajo externo de cargas aplicadas no equilibra la energía de tensión almacenada por el componente. Este punto es indicado por la incapacidad para lograr una solución de equilibrio para un aumento pequeño en la carga; la solución no convergeráB.3.2.4 Los efectos de plasticidad están incluidos en la evaluación de defectos en forma de grieta por medio del parámetro de carga Lr en el FAD (ver sección 9). El valor de Lr se define como la relación de la carga aplicada con la carga límite del componente que tiene un defecto sometido a la misma condición de carga. Las cargas aplicadas que se utilizan para determinar el valor de Lr son aquellas que ocasionan esfuerzos primarios (Pm, PL + Pb), ej. aquellas cargas que pueden producir un pandeo plástico del componente. En el apéndice D se suministra una descripción del método para determinar la solución de carga límite y el parámetro de carga asociado para componentes con defectos en forma de grieta. B.3.3

Cargas de pandeo plástico- Las cargas de pandeo plástico pueden ser utilizadas en la evaluación de componentes que contengan defectos volumétricos o en forma de grieta. Si se utiliza una solución de carga de pandeo plástico para evaluar un defecto en un componente, la deformación y la tensión

asociadas con la carga límite deben ser evaluadas y limitadas para evitar la deformación general del componente. B.3.3.1 La carga de pandeo plástico puede ser definida como la solución de carga máxima para un modelo analítico de una estructura que presente las siguientes condiciones a.

La respuesta del material es elástica- plástica con una función de deformación admisible y endurecimiento de tensión.

b. Las relaciones de tensión- desplazamiento son aquellas de desplazamiento grande o teoría de tensión (el esfuerzo interno y las fuerzas aplicadas están relacionadas por ecuaciones de equilibrio que incluyen cambios en la geometría debido a deformaciones) B.3.3.2 Las soluciones de forma cerrada para cargas de pandeo plástico no están disponibles; por lo tanto, se pueden utilizar técnicas numéricas (método de elemento finito) para obtener soluciones. Se puede obtener un cálculo de la carga de pandeo plástico utilizando una técnica de análisis numérico, incorporando un modelo de material elástico- plástico y la teoría de desplazamiento grande para obtener una solución. Como con una solución de carga límite obtenida numéricamente, la carga de pandeo plástico puede ser tomada como la carga que causa inestabilidad estructural general. Este punto es indicado por la incapacidad para lograr una solución de equilibrio para un aumento pequeño en la carga; la solución no convergerá. Si se alcanza una solución de equilibrio y se calcula una carga de pandeo plástico, las tensiones locales en el componente también deben ser evaluadas. B.3.4

Análisis de Esfuerzo elástico- plástico no lineal de componentes con un defecto- las técnicas de análisis de esfuerzo no lineal pueden proporcionar una evaluación más precisa de la capacidad de transporte de carga de un componente en relación con los criterios del párrafo B.2 porque el comportamiento estructural real es más aproximado. La redistribución de esfuerzo que ocurre como resultado de la deformación inelástica se considera directamente en ele análisis, en lugar del difícil y a menudo inexacto proceso de categorización de esfuerzo. Además el análisis elástico lineal no predice con precisión el promedio de tensión en puntos sensibles a la fatiga en el régimen de ciclo bajo. Los resultados de un análisis de esfuerzo no lineal con no linealidad de material incorporados para tener en cuenta los efectos de la plasticidad o de la deformación por fluencia, proporcionan un representación más precisa de los promedios de tensión reales y las tensiones inelásticas acumuladas.

B.3.4.1 La Evaluación FFS de un componente con o sin defectos se puede establecer tomando dos tercios de la carga de pando límite o plástico. Si las características de deformación del componente son importantes, la evaluación se debe basar en una carga de pandeo plástico. La carga de pandeo plástico se determina a partir de una análisis de elemento finito utilizando los siguientes criterios: a.

Criterio Global- una carga de pandeo plástico global se establece realizando un análisis elástico plástico del componente sometido a las condiciones de carga especificadas. La carga de pandeo plástico se toma como la carga que causa inestabilidad estructural general (ver párrafo B.3.3.2)

b. Criterio Local- una carga de pando plástico local establecida con base en un criterio local debe ser una medida de la falla local cerca del defecto como función de las condiciones de carga especificadas. En este contexto, la falla local puede ser definida en términos de una tensión pico máxima en el ligamento remanente del defecto. Una recomendación es limitar las tensiones pico en cualquier punto del modelo al 5%. Alternativamente, también se puede establecer una medida de falla local colocando un límite en el esfuerzo de sección neta en el ligamento remanente del defecto cuando el endurecimiento por tensión de material se incluye en el análisis. Además, también se debe considerar lo siguiente:  

Los requerimientos operacionales del componente (deformación local) Los efectos de coacción relacionados con esfuerzo hidrostático, ductilidad del material, los efectos del ambiente.



Los efectos de la tensión localizada que pueden producir zonas de dureza de material que pueden estar sometidas a daño por el ambiente.

B.3.4.2 El concepto de Diseño de Factor de carga y Resistencia (LRFD) puede ser usado como alternativa para el cálculo riguroso de una carga de pandeo plástico para demostrar la Competencia para el Servicio de un componente. En este procedimiento las cargas aplicadas reales son aumentadas por un multiplicador, y la resistencia del componente a estas cargas aumentadas se determina utilizando un análisis de elemento finito elástico- plástico. Como con la solución rigurosa de pandeo plástico, los criterios global y local descritos en el párrafo B.3.4.1 deben ser evaluados al determinar la resistencia del componente a las cargas aplicadas. El procedimiento para evaluar un componente que tenga un defecto volumétrico utilizando el enfoque LRFD se cubre en el párrafo B.6.4.1. B.3.4.3 En el párrafo B.6.4.2 se proporciona un procedimiento general para determinar la competencia para el servicio de un componente con defecto volumétrico utilizando un análisis de esfuerzo de elemento finito no lineal. Este procedimiento se basa en la aproximación LFRD y puede ser utilizado para evaluar componentes con o sin defectos sometidos a plasticidad, a deformación por fluencia y fatiga. B.3.4.4. Si el componente tiene un defecto en forma de grieta, se debe utilizar el procedimiento de análisis de esfuerzo suministrado en el párrafo B.6.4.3 en la evaluación.

B.4

Evaluación de la Estabilidad Estructural

B.4.1

Generalidades- Si un componente con un defecto está sometido a presión externa u otras cargas que producen un campo de esfuerzo compresivo, se debe realizar un análisis para determinar la estabilidad estructural con el fin de calcular la capacidad para el servicio. La geometría del defecto debe ser incluida en el modelo del componente utilizado para evaluara la estabilidad estructural.

B.4.2

Márgenes en servicio- Además de satisfacer los criterios de esfuerzo permisible (ver párrafo B.2), también se debe satisfacer un margen en servicio para la estabilidad estructural con el fin de evitar el pandeo de componentes con un campo de esfuerzo compresivo. Se recomiendan los siguientes márgenes en servicio para ser utilizados con los componentes del cuerpo.

B.4.2.1 Los márgenes en servicio que se usan en una evaluación de estabilidad estructural se basan en el tipo de análisis de pandeo realizado. Se recomiendan los siguientes márgenes en servicio. a.

Tipo 1- Si se realiza un análisis de pandeo de bifurcación sin incluir nolinealidades de material y geométricas en la solución para determinar el pre- esfuerzo en el componente, se recomienda un margen en servicio mínimo de tres (3)

b. Tipo 2- Si se realiza un análisis de pandeo de bifurcación incluyendo nolinealidades de material y geométricas en la solución para determinar el pre- esfuerzo en el componente, se recomienda un margen en servicio mínimo de dos (2) c.

Tipo 3- Si se realiza un análisis de pandeo plástico de acuerdo con B.3.3, se recomienda un margen en servicio igual a uno y medio (1.5)

B.4.2.2 Las cargas de pandeo determinadas a partir de los estándares o manuales de diseño normalmente caen en un análisis Tipo 1. Sin embargo, no es necesario incluir un margen en servicio en la evaluación si el margen ya está incluido en la fórmula de carga de pandeo (ver párrafo B.4.4.). Se pueden aumentar los márgenes en servicio para la evaluación de estructural con desviaciones significativas de la configuración estructural original si estos efectos no están incluidos en el modelo. B.4.3

Estabilidad Estructural para Componentes con Defectos- Se deben considerar los siguientes puntos para determinar la estabilidad estructural de un componente con defectos.

B.4.3.1 La evaluación de la estabilidad estructural de un componente con defectos debe considerar aspectos de crecimiento y vida remanente. La ubicación, el tamaño y el grosor reducido asociados con un defecto afectarán la estabilidad estructural de un componente. Por lo tanto, la evaluación debe ser realizada para el tamaño del defecto al final de su vida útil. Para defectos de tipo volumétrico, se debe tener en cuenta la posibilidad de pérdida de metal aumentada y expansión del área corroída con el tiempo. Para defectos en forma de grieta, se debe tener en cuenta la posibilidad de crecimiento de grieta por fatiga, fatiga por corrosión, agrietamiento por corrosión de esfuerzo y deformación por fluencia. B.4.3.2 La importancia de los defectos planares paralelos a una placa superficie del cuerpo en dirección del esfuerzo compresivo (laminaciones, desgarres laminares, etc.) debe ser evaluada revisando la resistencia al pandeo de cada parte del material entre el defecto y la superficie del componente. Esto se puede hacer calculando como si las partes individuales del material fueran placas separadas de la misma área del defecto utilizando la distancia entre el defecto y la superficie como grosor efectivo. B.4.3.3 Si ocurre un defecto paralelo a la superficie por debajo de la soldadura que une un anillo de sujeción al cuerpo o placa cargada en compresión, éste reducirá la longitud efectiva sobre la cual el anillo está unido a la placa. Si se localiza un defecto de esta clase, debe ser evaluado asumiendo que el anillo de sujeción está soldado intermitentemente a la placa y que el defecto forma “un espacio” entre las dos soldaduras. Las normas para determinar el espaciamiento permisible de soldadura para el accesorio de sujeción del código de diseño original pueden ser utilizadas en esta evaluación. B.4.3.4 El esfuerzo compresivo permisible para un componente con defectos puede ser establecido utilizando las ecuaciones de esfuerzo compresivo del párrafo B.4.4. El grosor que se utiliza en el cálculo de esfuerzo compresivo debe ser el grosor mínimo menos cualquier provisión de corrosión futura a menos que se pueda justificar otro grosor . B.4.4

Establecimiento de Esfuerzos Compresivos permisibles para Estructuras- Los esfuerzos permisibles para cuerpos cilíndricos y cónicos sometidos a cargas que producen los esfuerzos compresivos de este apéndice se basan en WRC 406 Y Código ASME B&PV Caso 2286 (ver apéndice A, párrafo A.4.1.1. para limitaciones)

B.4.4.1 Cuerpos cilíndricos- Los esfuerzos compresivos permisibles para cuerpos cilíndricos pueden ser calculados utilizando el siguiente procedimiento para diferentes casos de carga. a.

Definición de símbolos A As Cm

= Área transversal del cilindro (mm 2:in2) = Área transversal del anillo de sujeción (mm 2:in2) = Coeficiente cuyo valor se establece así: =0.85 para miembros de compresión en estructuras sometidas a translación de uniones = 0.6 – 0.4 (M1 / M2) para miembros restringidos rotacionalmente en estructuras abrazadas contra translación de uniones y no sometidos a carga transversal entre sus soportes en el plano de pandeo; en esta ecuación M1 / M2 es la relación del momento de pandeo más pequeño a grande en los extremos de la porción del miembro que no está abarcado en el plano de pandeo en consideración (M1/ M2 es positivo cuando el miembro está doblado en la curvatura reversa y negativo cuando el miembro está doblado en curvatura sencilla) = 0.85 para miembros de compresión en estructuras abarcadas contra la translación de unión y sometidos a carga transversal entre los puntos de soporte – Los extremos del miembro están restringidos contra rotación en el plano de pandeo. = 1.0 para miembros de compresión en estructuras abarcadas contra translación de unión y sometidos a cargas transversales entre puntos de soporte- Los extremos de los miembros no están restringidos contra rotación en el plano de pandeo. = 1.0 para un recipiente sobre una base en forma de falda

Di Do Ey F FCA Fa F b Fh Fq Fv FS K

L Lu LOSS M Mx P t tc S R o V σys

α

= Diámetro interior del cilindro (incluyendo los efectos de la corrosión; D o – 2tc) (mm:in) = Diámetro exterior del cilindro (mm:in) = Módulo de elasticidad del material a la temperatura de evaluación (ver apéndice F) (MPa:psi) = Carga de compresión axial de sección aplicada, (N: lbs) = Provisión de corrosión futura (mm:in) = Esfuerzo de membrana compresiva axial resultante de la carga axial aplicada (MPa: psi) = Esfuerzo de membrana compresiva axial resultante del momento de pandeo aplicado (MPa: psi) = Esfuerzo compresivo circunferencial en el cilindro a partir de la presión externa (MPa: psi) = Esfuerzo de membrana compresiva axial resultante de la carga de presión en el extremo del cilindro (MPa: psi) = Esfuerzo cortante de las cargas aplicadas (MPa: psi) = Margen en servicio o factor de diseño (ver párrafo B.4.4.4) = Coeficiente basado en las condiciones finales de un miembro sometido a compresión axial: = 2.1 Para un miembro con un extremo libre y otro fijo = 1.0 Para un miembro con ambos extremos articulados = 0.8 para un miembro con un extremo articulado y el otro fijo, = 0.65 para un miembro con ambos extremos fijos = Longitud de diseño de una sección de recipiente entre las líneas de soporte (ver apéndice A.4.4.) (mm:in) = Longitud no abrazada de un miembro cilíndrico que está sometida a pandeo de columna, igual a cero cuando se evalúa el cuerpo de un recipiente presurizado (mm:in) = Pérdida de metal (mm:in) = Momento de pandeo de sección aplicado (N-MM:in:-lbs) = Parámetro de cuerpo = Presión externa aplicada (MPa: psi) = Grosor del cuerpo (mm:in) = t – LOSS – FCA = Módulo de sección elástica de la sección transversal total del cuerpo (mm 3:in3) = Radio exterior de un cuerpo esférico (mm:in) = Fuerza de corte de sección aplicada (N:lbs) = Esfuerzo por fluencia del material a la temperatura de evaluación (ver apéndice F) (MPa: psi) = La mitad del ángulo del vértice del cono (grados)

b. A continuación aparecen las ecuaciones para las propiedades de sección, para los esfuerzos nominales de cuerpo y los parámetros de pandeo

FÓRMULAS

c.

El esfuerzo de membrana compresivo circunferencial permisible de un cilindro o cabeza formada sometidos a presión externa únicamente, F ha, se calcula utilizando el Apéndice A, párrafo A.4.4

d. El esfuerzo de membrana compresivo axial permisible de un cilindro sometido a una carga compresiva axial únicamente, F xa, se calcula utilizando las siguientes ecuaciones. 1. Para λc ≤ 0.25 (pandeo local):

FÓRMULAS

FÓRMULAS

2. Para λc > 0.15 y Kl u / r g < 200 (pandeo de columna):

e.

El esfuerzo de membrana compresivo axial permisible de un cilindro sometido a momento de pandeo, Fha, se calcula utilizando las siguientes ecuaciones.

FÓRMULAS

f.

El esfuerzo cortante permisible de un cilindro sometido a carga de corte únicamente, F va, se calcula utilizando las siguientes ecuaciones.

FÓRMULAS

g. El esfuerzo compresivo permisible para la combinación de compresión axial uniforme y compresión circunferencial, F xha, se calcula utilizando las siguientes ecuaciones 1. Para λc ≤ 0.15; Fxha, se calcula utilizando la siguiente ecuación con F ha y Fxa evaluados utilizando las ecuaciones en los subpárrafos (c) y (d.1), respectivamente.

FÓRMULAS

2. Para 0.15 < λc ≤ 1.147; Fxha, se calcula utilizando la siguiente ecuación con F ahl = Fxha evaluados utilizando las ecuaciones en los subpárrafos (g.1) con f x = f a, y Fca evaluados utilizando las ecuaciones en el subpárrafo (d.2)

3. Para λc ≤ 0.15, el esfuerzo de membrana compresivo circunferencial permisible, F hxa, está dado por la siguiente ecuación

h. El esfuerzo compresivo permisible para la combinación de una compresión axial debido a un momento de pandeo y compresión circunferencial, F bha, se calcula utilizando las siguientes ecuaciones. 1. Se utiliza un procedimiento de solución repetitivo para resolver estas ecuaciones para C 3 con Fha y F ba evaluados utilizando las ecuaciones en los subpárrafos (c) y (e), respectivamente.

2. El esfuerzo de membrana compresivo circunferencial permisible, F hba, está dado por la siguiente ecuación:

i.

El esfuerzo compresivo permisible para la combinación de compresión circunferencial y corte, Fvha, se calcula utilizando las siguientes ecuaciones 1. El esfuerzo de corte permisible está dado por la siguiente ecuación con F utilizando las ecuaciones en los subpárrafos (f) y (c), respectivamente.

va

y F ha evaluados

2. El esfuerzo de membrana compresivo circunferencial permisible, F hva, está dado por la siguiente ecuación:

j.

El esfuerzo compresivo permisible para la combinación de compresión axial uniforme, compresión axial debido a un momento de pandeo, y corte en presencia de compresión circunferencial, se calcula utilizando las siguientes ecuaciones de interacción.

1. El coeficiente de corte se determina utilizando la siguiente ecuación con F va del subpárrafo (f)

2. Para λc ≤ 0.15; la aceptabilidad de un miembro sometido a esfuerzo axial compresivo y de pandeo, fa y fb, respectivamente, se determina utilizando la siguiente ecuación de interacción con F xha, y F bha evaluados utilizando las ecuaciones en los subpárrafos (g.1) y (h.1), respectivamente.

3. Para 0.15 < λ c ≤ 1.147; la aceptabilidad de un miembro sometido a esfuerzo axial compresivo y de pandeo, fa y fb, respectivamente, se determina utilizando la siguiente ecuación de interacción con F xha, y F bha evaluados utilizando las ecuaciones en los subpárrafos (g.2) y (h.1), respectivamente.

FÓRMULAS

k. El esfuerzo compresivo permisible para la combinación de compresión axial uniforme, compresión axial debido a un momento de pandeo, y corte en ausencia de compresión circunferencial, se calcula utilizando las siguientes ecuaciones de interacción. 1. El coeficiente de corte se determina utilizando la ecuación en el subpárrafo (j.1) con Fva del subpárrafo (f)

2. Para λc ≤ 0.15; la aceptabilidad de un miembro sometido a esfuerzo axial compresivo y de pandeo, fa y fb, respectivamente, se determina utilizando la siguiente ecuación de interacción con F xa, y F ba evaluados utilizando las ecuaciones en los subpárrafos (d.1) y (e), respectivamente.

3. Para 0.15 < λ c ≤ 1.147; la aceptabilidad de un miembro sometido a esfuerzo axial compresivo y de pandeo, fa y fb, respectivamente, se determina utilizando la siguiente ecuación de interacción con F ca, y F ba evaluados utilizando las ecuaciones en los subpárrafos úa utilizando las ecuaciones en el (d.2) y (e), respectivamente. El coeficiente Δ se eval subpárrafo j.3.

B.4.4.2 Cuerpos Cónicos- Las transiciones cónicas no reforzadas o las secciones de cono entre los anillos de sujeción de cuerpos cónicos con un ángulo de vértice medio, α, menor que 60° pueden ser evaluadas para pandeo local como un cilindro equivalente utilizando las ecuaciones en el párrafo B.4.4.1 con las siguientes sustituciones. Se debe satisfacer el esfuerzo permisible en todas las secciones transversales a lo largo de la longitud del cono. a.

El valor de D / cos α es sustituido por Do para determinar el esfuerzo compresivo permisible donde D es el diámetro exterior del cono en el punto en consideración.

b. El valor de Lc / cos α, es sustituido por L donde Lc es la distancia a lo largo del eje del cono entre los anillos de sujeción. B.4.4.3 Cuerpos esféricos y Cabezas Formadas- los esfuerzos compresivos permisibles se basan en la relación del estado de esfuerzo biaxial. a.

Esfuerzos biaxiales iguales- El esfuerzo compresivo permisible para un cuerpo esférico sometido a una presión externa uniforme, Fha, está dado por las ecuaciones en el Apéndice A, párrafo A.4.5.

b. Esfuerzos Biaxiales Diferentes; Ambos Esfuerzos son Compresivos- El esfuerzo compresivo permisible para un cuerpo esférico sometido a esfuerzos biaxiales diferentes, σ1 y σ2, donde σ1 y σ2 son esfuerzos compresivos resultantes de las cargas aplicadas, son dados por las siguientes ecuaciones. F ha se determina utilizando el subpárrafo (a). F ta es el esfuerzo compresivo permisible en la dirección de σ1 y F2a es el esfuerzo compresivo permisible en la dirección de σ2

c.

Esfuerzos Biaxiales Diferentes; Un esfuerzo es compresivo y el otro es tensil - El esfuerzo compresivo permisible para un cuerpo esférico sometido a esfuerzos biaxiales diferentes, σ1 y σ2, donde σ1 es compresivo y σ2 es tensil resultantes de las cargas aplicadas, son dados por la siguiente ecuación. F la es el esfuerzo compresivo permisible en la dirección de σ1 y es el valor de Fha determinado utilizando el Apéndice A, párrafo A.4.5 con Fhe calculado utilizando las siguientes ecuaciones.

B.4.4.4 Los esfuerzos permisibles se determinan aplicando un factor de reducción de esfuerzo, FS, a los esfuerzos de pandeo previstos. Los valores recomendados de FS son 2.0 cuando el esfuerzo de pandeo es elástico y 1.667 cuando el esfuerzo de pandeo es igual al esfuerzo por fluencia. Se puede utilizar una variación lineal entre estos límites. Las ecuaciones para FS son dados más adelante donde Fic es el esfuerzo de pandeo previsto que se determina ajustando FS = 1.0 en las ecuaciones de esfuerzo permisible. Para resultados conservadores, se puede usar un valor de 2.0 para FS. Para combinaciones de carga por temblores o carga por viento con otros tipos de cargas ocasionales, los esfuerzos permisibles son aumentados por los factores que aparecen en la tabla B.1.

Donde Fic

σys FS

= Esfuerzo de pandeo previsto, que se determina dejando FS = 1 en las ecuaciones de esfuerzo permisible = Esfuerzo por fluencia (MPa: psi) = Margen en servicio o factor de esfuerzo

B.4.4.5 Las ecuaciones de esfuerzo permisible se aplican directamente a los cuerpos fabricados de materiales de placa de acero carbón y de baja aleación dados en la tabla UCS- 23 del Código ASME B&PV, Sección II. Estas ecuaciones también pueden ser aplicadas a otros materiales para los cuales se proporciona un cuadro o tabla en la subparte 3 del Código ASME B&PV, sección II, parte D. El método para encontrar los esfuerzos permisibles para cuerpos construidos a partir de estos materiales está determinado por los siguientes procedimientos. a.

Paso 1- Calcule el valor del factor A utilizando las siguientes ecuaciones.

b. Paso 2- Utilizando el valor de A calculado en el paso 1, ingrese al cuadro de material aplicable en la subparte 3 del código ASME B&PV, sección II, parte D para el material en consideración. Trasládese verticalmente hacia una intersección con la línea de temperatura del material para la temperatura del diseño. Desde el punto de intersección, trasládese horizontalmente hacia la derecha para obtener el valor de B. El módulo tangente, E ys, está dado por la siguiente ecuación cuando todos los valores de A caen en la parte izquierda de la línea material/ temperatura aplicable, E ys = Ey.

c.

Paso 3- Calcule los esfuerzos permisibles utilizando las siguientes ecuaciones:

B.4.5

Componentes con distorsiones de cuerpo- Durante el servicio, los componentes pueden desarrollar una configuración que ya no satisfaga las tolerancias de fabricación del código de diseño original. Para componentes sometidos a un campo de esfuerzo compresivo, la nueva configuración estructural puede producir una reducción significativa en la resistencia al pandeo, ej. estabilidad estructural reducida bajo carga. Por ejemplo, los recipientes presurizados resistentes al pandeo y la tubería de gran diámetro sometidos a presión externa son sensibles a cambios en la configuración estructural tales como deformación circunferencial. La importancia de los cambios en la configuración estructural puede ser evaluada utilizando la sección 8 o empleando los procedimientos de análisis no lineal de este apéndice.

B.5

Métodos para la Evaluación de la Fatiga

B.5.1. Generalidades- Se debe realizar una evaluación de la fatiga si el componente está sometido a operación cíclica. La evaluación de la fatiga se hace sobre la base del número de ciclos aplicados de un rango de esfuerzo o tensión en un punto del componente. El número de ciclos permisible debe ser adecuado para la duración de operación especificada con el fin de determinar la competencia para operación. Los métodos de evaluación de la fatiga cubiertos en este apéndice se basan en la prevención de falla por iniciación de grieta. Los métodos de la sección 9 pueden ser usados para evaluación la propagación de grietas si éstas ya existen en un componente que esté sometido a carga cíclica. B.5.1.1 Las curvas de fatiga generalmente se presentan de dos formas; las curvas de fatiga que se basan en especímenes de barra suave y las curvas de fatiga que se basan en especímenes de prueba que incluyen detalles de soldadura. En general, se recomiendan las primeras cuando se están evaluando los sitios de componente que no contienen una unión soldada, y las últimas se recomiendan cuando existe una unión soldada en el punto que se está evaluando. B.5.1.2 Los esfuerzos y tensiones producidos por cualquier carga o condición térmica que no varíe durante el ciclo no deben ser considerados en un análisis de fatiga si las curvas de fatiga utilizadas en la evaluación están ajustadas para esfuerzos y tensiones medios. Las curvas de fatiga de diseño referenciadas en este apéndice basadas en los especímenes de prueba de barra suave están ajustadas para el posible efecto máximo de tensión y esfuerzo medio; por lo tanto, no se requiere un ajuste para los efectos del esfuerzo medio. Alternativamente, los valores calculados para esfuerzos y tensiones pueden ser ajustados para esfuerzo medio utilizando el procedimiento Goodman Modificado si se utilizan otras curvas de fatiga en la evaluación. Las curvas de fatiga basadas en especímenes de prueba soldados no necesitan ser modificadas para esfuerzo medio porque los resultados de las pruebas de fatiga indican que la falla de los componentes soldados no se ven afectados significativamente por el esfuerzo medio. B.5.1.3 En el párrafo B.5.4 se proporciona un criterio de monitoreo que puede ser utilizado para determinar si se debe incluir un análisis de fatiga como parte de una evaluación FFS. Si se requiere un análisis de fatiga, se puede realizar la evaluación utilizando las técnicas de los párrafos B.5.2 y B.5.3. Se pueden utilizar otras técnicas de análisis de fatiga reconocidas con la aprobación expresa del ingeniero.

B.5.2

Procedimientos de evaluación utilizando información de la prueba de fatiga de especímenes de prueba de barra suave- Los siguientes procedimientos de evaluación de fatiga están basados en la normas de diseño presentadas en el código ASME, sección VIII, División 2. Se presentan dos procedimientos de evaluación. El primero se basa en los esfuerzos determinados empleando un análisis de esfuerzo elástico y el segundo se basa en tensiones plásticas determinadas empleando un análisis elástico- plástico.

B.5.2.1 El análisis de esfuerzo debe incluir los efectos de los esfuerzos pico que ocurren en discontinuidades de esfuerzo local. Estos efectos deben ser evaluados para todas las condiciones utilizando factores de concentración de esfuerzo determinados a partir de técnicas de análisis de esfuerzo teóricas, experimentales o de elemento finito. Excepto para el caso de defectos en forma de grieta, el valor máximo para un factor de concentración de esfuerzo, que debe ser utilizado en una evaluación de fatiga, es cinco. B.5.2.2 Si el análisis de fatiga se basa en cálculos elásticos lineales, se debe usar el siguiente valor de proporción Poisson para determinar los resultados del esfuerzo:

Donde, Sa

σys

= Esfuerzo alterno obtenido de una curva de fatiga para el número de ciclos de operación especificado (MPa: psi) = Esfuerzo por fluencia en el valor medio del ciclo de temperatura (MPa: psi)

B.5.2.3 Procedimiento de Evaluación de Fatiga Basado en los Resultados del Esfuerzo Calculado por Elasticidad- Se utiliza una amplitud de intensidad de esfuerzo total efectiva para evaluar el daño por fatiga para resultados obtenidos de un análisis de esfuerzo elástico lineal. La amplitud de intensidad de esfuerzo pico efectiva se define como la mitad del promedio de intensidad de esfuerzo total efectiva (P L + P b + Q + F), (ver párrafo B.2.2) calculado para cada ciclo descrito en la historia de carga. El procedimiento de este párrafo puede ser usado para el caso general donde las direcciones de esfuerzo principal cambian durante el ciclo de carga. a.

Paso 1- Determine la historia de carga con base en la operación pasada y la operación futura planeada. La historia de carga debe incluir todas las cargas y eventos de operación importantes a los que estará sometido el componente.

b. Paso 2- Para un sitio en el componente en evaluación, calcule los componentes de esfuerzo σif y el esfuerzo equivalente para cada punto en el histograma de carga. Utilice esta información para crear un histograma de carga de esfuerzo efectivo. c.

Paso 3- Determine el promedio de esfuerzo cíclico con base en el histograma de esfuerzo efectivo desarrollado en el paso 2, utilizando el método de conteo de ciclos del ASTM E1049 (Método de flujo de lluvia)

d. Paso 4- Determine el tensor de esfuerzo en los puntos de inicio y de terminación para el ciclo “k th” en el histograma de esfuerzo efectivo contado en el paso 3. Utilizando estos datos, determine el promedio de esfuerzo (diferencia entre los componentes del esfuerzo en los puntos de inicio y de terminación del ciclo), y designe esta cantidad como Δσk y

e.

Paso 5- Calcule un promedio de intensidad de esfuerzo efectivo para “k th” utilizando uno de los siguientes criterios 1. Criterio de Esfuerzo máximo por corte- Determine los esfuerzos principales con base en los componentes de esfuerzo calculados en el paso 3, luego calcule la intensidad de promedio de esfuerzo efectivo para el ciclo.

2. Criterio de Energía máxima de distorsión- Utilizando el cambio en los componentes de esfuerzo determinados en el paso 3, calcule el promedio de intensidad de esfuerzo efectivo equivalente para el ciclo.

f.

Paso 6- Determine la intensidad de esfuerzo alterno efectivo para el ciclo “k th”

Con

Donde K k e

ΔSk n m n

= Factor de fatiga para el ciclo “k th” (ver tabla B.4 para aplicabilidad y limitaciones). = Promedio de intensidad de esfuerzo primario más secundario para ciclo “k th” = Constante de material (ver tabla B.3) = Constante de material (ver tabla B.3)

g. Paso 7 - Determine el número de ciclos permisible, Nk, para la intensidad de esfuerzo alterno calculada en el paso 6. Las curvas de fatiga para materiales ferríticos aparecen en el apéndice F, párrafo F.6.2.2. Las curvas de fatiga adicionales para otros materiales están contenidas en el Código ASME B&PV, Sección VIII, División 2, Apéndice 5. h. Paso 8- Determine el daño por fatiga para el ciclo “k th”

i.

Paso 9- Repita los pasos 4 a 8 para todos los promedios de esfuerzo identificados en el proceso de conteo de ciclos del paso 3.

j.

Paso 10- Calcule el daño por fatiga acumulado utilizando la siguiente ecuación. El componente es apropiado para operación si se satisface esta ecuación. La fracción de daño permisible, Df, generalmente es tomada como 1.0 a menos que el ingeniero que realiza la evaluación especifique un valor alterno.

k. Paso 11- Repita los pasos 2 a 10 para cada punto en el componente sometido a una evaluación de fatiga. B.5.2.4 Procedimiento de Evaluación de Fatiga Basado en los Resultados de Tensión Elástica- plástica calculados – Se utiliza una amplitud de intensidad de esfuerzo pico efectivo con base en un promedio de tensión para evaluar el daño por fatiga para los resultados obtenidos a partir de análisis elástico plástico no lineal. La amplitud de intensidad de esfuerzo pico efectivo se define como la mitad del promedio de intensidad de tensión efectiva calculado para cada ciclo descrito en la historia de carga multiplicado por el Módulo de Young evaluado a la temperatura media del ciclo. El procedimiento de este párrafo puede ser usado para el caso general donde las direcciones principales de tensión cambian durante el ciclo de carga. a.


b. Paso 2- Para un sitio en el componente en evaluación, calcule los componentes de esfuerzo εij y el esfuerzo equivalente para cada punto en el histograma de carga. Utilice esta información para crear un histograma de carga de esfuerzo efectivo. c.

Paso 3- Determine el promedio de esfuerzo cíclico con base en el histograma de esfuerzo efectivo desarrollado en el paso 2, utilizando el método de conteo de ciclos del ASTM E1049 (Método de flujo de lluvia)

d. Paso 4- Determine el tensor de esfuerzo en los puntos de inicio y de terminación para el ciclo “k th” en el histograma de esfuerzo efectivo contado en el paso 3. Utilizando estos datos, determine el promedio de esfuerzo (diferencia entre los componentes del esfuerzo en los puntos de inicio y de terminación del ciclo), y designe esta cantidad como Δεk ij e.

Paso 5- Calcule un promedio de tensión equivalente para el ciclo “k th”:

f.

Paso 6- Determine la intensidad de esfuerzo alterno efectivo para el ciclo “k th”

Donde Ert = Módulo de Young a temperatura ambiente g. Paso 7 - Determine el número de ciclos permisible, N k , para la intensidad de esfuerzo alterno calculada en el paso 6 (ver párrafo B.5.2.3.g) h. Paso 8- Determine el daño por fatiga para el ciclo “k th” (ver párrafo B.5.2.3.h) i.

Paso 9- Repita los pasos 4 a 8 para todos los promedios de esfuerzo identificados en el proceso de conteo de ciclos del paso 3.

j.

Paso 10- Calcule el daño por fatiga acumulado y revise los criterios de aceptación (ver párrafo B.5.2.3.j)

k. Paso 11- Repita los pasos 2 a 10 para cada punto en el componente sometido a una evaluación de fatiga. B.5.3

Procedimientos de Evaluación Utilizando Información de la Prueba de Fatiga Obtenida de Especímenes Soldados- Los siguientes procedimientos de evaluación se basan en los procedimientos de evaluación del Apéndice C del BSI 500.

B.5.3.1 La evaluación de fatiga está basada en la categoría de esfuerzo primario más secundario, a diferencia de la intensidad de esfuerzo primario más secundario más pico utilizado en el procedimiento descrito en el párrafo B.5.2. El promedio de esfuerzo se calcula con base en la categoría de soldadura específica tal como aparece en el apéndice F, párrafo F.6.3. Se utiliza el promedio de esfuerzo total, sin tener en cuenta el esfuerzo medio efectivo o aplicado. Los detalles relacionados con el cálculo del promedio de esfuerzo son así (la información de soporte adicional está contenida en la Referencia B.7.21) a.

Cálculo del promedio de esfuerzo para el material base y el material de la soldadura en uniones a tope- Sr es el promedio máximo del esfuerzo normal o directo. Se debe determinar S r en todos los puntos donde exista riesgo de agrietamiento por fatiga tal como se indica para los detalles individuales de soldadura en las figura F.12 a F.16 del apéndice F. En algunas circunstancias, no es necesario considerar todas las direcciones de esfuerzo. 1. Donde el ciclo de esfuerzo es debido a la aplicación y el retiro de una carga simple, S r es el mismo esfuerzo principal máximo causado por la carga que actúa sola. 2. Donde el ciclo de esfuerzo es debido a más de una fuente de carga, pero las direcciones de los esfuerzos principales permanecen fijas, S r es el promedio máximo a través del cual cualquiera de los esfuerzos principales cambia según lo determinado en la siguiente ecuación. Los esfuerzos tensiles se consideran positivos y los esfuerzos compresivos se consideran negativos.

Donde:

σ1max σ1min σ2max σ2min σ3max σ3min

= Esfuerzo principal máximo en la dirección 1 = Esfuerzo principal mínimo en la dirección 1 = Esfuerzo principal máximo en la dirección 2 = Esfuerzo principal mínimo en la dirección 2 = Esfuerzo principal máximo en la dirección 3 = Esfuerzo principal mínimo en la dirección 3

3. Cuando las direcciones de esfuerzo principal cambian durante los ciclos entre dos condiciones de carga, S r puede ser calculado así: a) Determine el tensor de esfuerzo en cada condición de carga con referencia a ejes fijos. b) Calcule la diferencia algebraica entre los tensores de esfuerzo para cada condición de carga en un componente. c) Calcule los esfuerzos principales de las diferencias de esfuerzo resultantes de la forma normal. S r es el numéricamente mayor de estos esfuerzos. 4. Donde los ciclos son de una naturaleza tan compleja que no es claro cual de las dos condiciones de carga produce el valor más alto de S r , estos se deben establecer realizando el procedimiento anterior para todos los pares de condicione de carga. Alternativamente, siempre será seguro asumir que S r es la diferencia entre el esfuerzo principal más pequeño y el algebraicamente más grande que ocurre durante el ciclo completo sin tener en cuenta sus direcciones. b. Calculo del promedio de esfuerzo para metal soldado en uniones tipo filete o de penetración parcial- S r es el promedio máximo de esfuerzo a través del cuello efectivo de la soldadura, calculado como la carga transportada por la soldadura dividida por el área del cuello, con la presunción de que ninguna de las cargas es transportada por el cojinete entre los componentes unidos. Como esto puede ser expresado como una suma de vectores, S r es el valor escalar de la diferencia de vectores más grande entre diferentes condiciones de esfuerzo durante el ciclo. 1. Donde el ciclo de esfuerzo es debido a la aplicación y el retiro de una carga simple,

Donde

σ τ

= Esfuerzo normal en el cuello de la soldadura = Esfuerzo de corte en el cuello de la soldadura

2. Donde el ciclo de esfuerzo es debido a más de una fuente de carga, pero las direcciones de los esfuerzos permanecen fijos, S r , se basa en el promedio máximo de la carga de la soldadura. 3. Donde la dirección del vector de esfuerzo en el cuello de la soldadura cambia durante un ciclo entre dos condiciones extremas de carga, S r , es la magnitud de la diferencia de vectores entre los dos vectores de esfuerzo.

4. Donde los ciclos son de una naturaleza tan compleja que no es claro cual de las dos condiciones de carga produce los valores más altos de S r , entonces las diferencias de vectores deben ser halladas para todos los pares de condiciones extremas de carga. 5. Alternativamente, siempre será seguro asumir:

Donde

σmax σmin τ1max τ1min τ2max τ2min c.

= Esfuerzo normal máximo en la soldadura = Esfuerzo normal mínimo en la soldadura = Esfuerzo de corte máximo en la dirección 1 = Esfuerzo de corte en el cuello de la soldadura = Esfuerzo de corte máximo en la dirección 2 = Esfuerzo de corte mínimo en la dirección 2

Cálculo del promedio de esfuerzo para condiciones elásticas- plásticas- Si el promedio de esfuerzo seudo elástico calculado excede dos veces la resistencia máxima a la fluencia del material en consideración (ej. Dr > 2 σys), debe ser corregido o modificado aplicando un factor de corrección de plasticidad calculado con base en el tipo de cargas aplicadas. 1. El promedio de esfuerzo corregido para cargas mecánicas (Srm es el promedio de esfuerzo a partir de cargas mecánicas o primarias):

Donde M1, M2 y M3 son evaluados utilizando la tabla B.4 y

2. El promedio de esfuerzo corregido para carga térmica es (S rt es el promedio de esfuerzo para cargas térmicas):

Donde M1, M2 y M3 son evaluados utilizando la tabla B.3, y

3. Promedio de esfuerzo basados en condiciones de carga: a) Cargas Mecánicas:

b) Cargas térmicas; o

c) Cargas combinadas

4. Análisis elástico-plástico- Si el promedio de tensió n Δε (el ástico - plástico) debido a cualquier fuente de carga es conocido a partir de un análisis de esfuerzo teórico o experimental, no se requiere el análisis para plasticidad y

donde Ert = Módulo de Young a temperatura ambiente d. Esfuerzos que se deben considerar en la evaluación de la fatiga: 1. Los valores de fatiga de detalles de soldadura que caen en soldadura Clase 100 a Clase 50 (ver apéndice F, párrafo F.6.3) se expresan en términos del promedio de esfuerzo primario más secundario que actúa sobre la superficie del metal base adyacente a la soldadura, ignorando cualquier concentración de esfuerzo debido a la unión soldada en sí, pero incluyendo el efecto de otro esfuerzo. 2. Las soldaduras discontinuas o cortas, donde el modo de falla potencial relevante es por agrietamiento de fatiga a partir del extremo o pie de la soldadura, deben ser evaluadas sobre la base del promedio de esfuerzo principal, S r , y clasificadas sobre la base de que la soldadura esté orientada en la dirección menos favorable con respecto a S r . 3. Las soldaduras continuas (cordones, soldaduras de fijación de los anillos) pueden ser tratadas en forma diferente si el promedio de esfuerzo principal máximo actúa en una dirección que esté dentro de los 30° de la dirección de la soldadura. Entonces la soldadura puede ser clasificada como paralela a la dirección de la carga con respecto al promedio de esfuerzo principal máximo y normal para la dirección de carga con respecto al promedio de esfuerzo principal mínimo. 4. Los valores de fatiga de los detalles de clase W se expresan en términos del promedio de esfuerzo máximo en el cuello de la soldadura. 5. Boquillas- Se deben considerar tres concentraciones posibles de esfuerzo debido a las discontinuidades estructurales en la boquilla cuando se esté calculando Sr (ver figura F.13)

a)

Esquina Crotch- Se debe utilizar la curva de fatiga de soldadura Clase 100 en conjunción con el promedio de esfuerzo circunferencial máximo (con respecto a la boquilla) en la esquina.

b)

Pie de soldadura en el cuerpo- La curva de fatiga de soldadura Clase 63, dependiendo del detalle de soldadura, debe ser utilizada en conjunción con el promedio de esfuerzo máximo en el cuerpo en el pie soldado. Se deben tomar en consideración los esfuerzos en el cuerpo que actúan en todas las direcciones radiales con respecto a la boquilla con el fin de determinar el esfuerzo máximo en el pie soldado. Se debe considerar la posibilidad de esfuerzos que surgen en el cuerpo como resultado de carga mecánica en la boquilla además de la carga por presión.

c)

Pie de soldadura en el ramal- Esta región debe ser tratada como se describe en el subpárrafo anterior, excepto porque se debe utilizar el promedio máximo de esfuerzo en el ramal. Nuevamente, se debe considerar la posibilidad de carga mecánica y la de carga por presión.

6. Soportes y accesorios- Pueden surgir concentraciones locales de esfuerzo en el cuerpo donde está soportado o cargado mediante un accesorio. La curva de fatiga de diseño apropiada debe ser utilizada en conjunción con el promedio de esfuerzo máximo en el cuerpo cerca del pie de soldadura, determinado utilizando los mismos criterios que para los pies de soldadura de la boquilla en el cuerpo (ver figuras F.14 y F.15) 7. Distorsiones del cuerpo- Se deben tener en cuenta los aumentos locales de esfuerzo inducido por la presión en los cuerpos, que surgen como resultado de esfuerzos secundarios de pandeo debido a discontinuidades a partir de la forma deseada cuando se calculan los esfuerzos por presión para la evaluación de fatiga del cuerpo en cordones y accesorios, aún si se satisfacen las tolerancias de ensamble permisibles del código de construcción original. En la sección 8 se cubren los métodos para calcular estos esfuerzos. B.5.3.2 Procedimiento de evaluación de la fatiga- El procedimiento en este párrafo puede ser utilizado para una evaluación de fatiga de un componente que tenga soldadura. a.


b. Paso 2- Con base en el detalle de la soldadura en el componente en evaluación, determine una categoría de soldadura que se usará en la evaluación con base en la información del Apéndice F, párrafo F.6.3. Calcule los componentes de esfuerzo σif para cada punto en el histograma de carga en el sitio de la soldadura utilizando la información del párrafo B.5.4.1 y desarrolle un histograma de esfuerzo. c.

Paso 3- Determine el promedio de esfuerzo cíclico con base en el histograma de esfuerzo desarrollado en el paso 2, utilizando el método de conteo de ciclos del ASTM E1049 (Método de flujo de lluvia)

d. Paso 4- Con base en los puntos de inicio y de terminación obtenidos para el ciclo “k th” en el histograma de esfuerzo contado en el paso 3, determine el promedio de esfuerzo utilizando la información de párrafo B.5.4.1 y designe esta cantidad como S k r e.

Paso 5- Determine el número de ciclos permisible, N k , para el ciclo “k th” utilizando el procedimiento del párrafo B.5.5.4. En el Apéndice F, párrafo F.6.3.2 se proporcionan curvas de fatiga de diseño para materiales ferríticos y austinéticos, y un método para determinar el número de ciclos permisible para un esfuerzo dado.

f.

Paso 6- Determine el daño por fatiga para el ciclo “k th” (ver párrafo B.5.2.3.h)

g. Paso 7 – Repita los pasos 4 a 6 para todos los promedios de esfuerzo identificados en el proceso de conteo de ciclos del paso 3. h. Paso 8- Calcule el daño acumulado por fatiga y revise los criterios de aceptación (ver párrafo 5.2.2.j) i. B.5.4

Paso 9- Repita los pasos 4 a 8 para cada punto del componente sometido a la evaluación de fatiga.

Criterios de monitoreo para determinar si se requiere un análisis de fatiga- Los criterios de monitoreo contenidos en este párrafo se basan en los conceptos presentados en los párrafos B.5.2 y B.5.3 con presunciones simplificantes para garantizar un resultado conservador. Los criterios de monitoreo alternos pueden ser usados con base en el código de construcción original; sin embargo, se deben hacer provisiones para reconocer los efectos de un defecto en un componente.

B.5.4.1 El siguiente procedimiento de monitoreo puede ser usado para determinar si se requiere un análisis de fatiga como parte de una evaluación FFS. a.

Paso 1- Determine la historia de carga con base en la operación pasada y la operación futura planeada. La historia de carga debe incluir todas las cargas y eventos de operación importantes a los que ha estado o estará sometido el componente.

b. Paso 2- Con base en la historia de carga del paso 1, determine el número esperado de ciclos de presión incluyendo el arranque y la parada. c.

Paso 3- Con base en la historia de carga del paso 1, determine el número esperado de ciclos de presión de operación en el que el promedio de variación de presión exceda el 20% de la presión de diseño. (Los ciclos en los que la variación de presión no exceda el 20% de la presión de diseño, no son limitados en número. Los ciclos de presión causados por fluctuaciones en las condiciones atmosféricas no deben ser considerados)

d. Paso 4- Con base en la historia de carga del paso 1, determine el número efectivo de cambios en la temperatura del metal entre dos puntos adyacentes tal como se define más adelante. El número efectivo de tales cambios se determina multiplicando el número de cambios en la temperatura del metal de cierta magnitud por el factor dado en la tabla B.5, y sumando los números resultantes. 1. Para las diferencias de temperatura en la superficie, se debe considerar que los puntos son adyacentes si están dentro de la distancia L calculada así: para cuerpos y cabezas en dirección meridional o circunferencial.

Y para placas planas

Donde L

= Distancia mínima entre puntos adyacentes (mm:in)

R t a

= Radio medido normal para la superficie desde la pared media del cuerpo al eje de rotación (mm:in) = Grosor del componente en consideración (mm:in) = radio del área caliente dentro de una placa (mm:in)

2. Para diferencias de temperatura a través de todo el grosor, los puntos adyacentes se definen como dos puntos en una línea normal para cualquier superficie del componente. e.

Paso 5- Con base en la historia de carga del paso 1, determine el número de ciclos de temperatura para componentes que involucren soldaduras entre materiales que tengan diferentes coeficientes de expansión lo que hace que el valor de ( α1 – α2) ΔT exceda 0.00034, donde α 1 y α2 son los coeficientes medios de expansión térmicaΔT y es el promedio de temperatura de operación.

f.

Paso 6- Determine el número total de ciclos de operación esperados sumando los ciclos determinados en los pasos 2,3,4 y 5.

g. Paso 7 – Determine el esfuerzo utilizado para una curva de fatiga de diseño con el fin de establecer un número permisible de ciclos de operación.

Donde K = Factor para calcular la amplitud o promedio de esfuerzo. Si los criterios de monitoreo se están evaluando utilizando curvas de fatiga con base en especimenes de prueba de barra suave, K es un factor de concentración de esfuerzo establecido utilizando los valores de la tabla B.6. Si los criterios de monitoreo son evaluados utilizando curvas de fatiga basadas en especimenes de prueba soldados, K = 2.0. Sa = Esfuerzo permisible basado en el código de construcción aplicable (MPa:psi) Sfsc= Esfuerzo utilizado para crear las curvas de fatiga con el fin de establecer un número permisible de ciclos de operación (MPa:psi). Si los criterios de monitoreo están siendo evaluados empleando curvas de fatigas basadas en especimenes de prueba de barra suave, Sfsc es una amplitud de esfuerzo. Si los criterios de monitoreo se evalúan utilizando curvas de fatiga basadas en especimenes de prueba soldados, S fsc es un promedio de esfuerzo. h. Paso 8- Determine el número de ciclos permisible ingresando en una curva de fatiga de diseño el valor de esfuerzo calculado en el paso 7. Las curvas de fatiga del apéndice F, párrafo F.6.2.2 pueden ser utilizadas si se evalúa el número de ciclos permisible utilizando curvas de fatiga basadas en especimenes de prueba de barra suave (ver párrafo B.5.2). Alternativamente, las curvas de fatiga el apéndice F, párrafo F.6.3.2. pueden ser usadas con las definiciones de clase de soldadura de la tabla B.6 si los criterios de monitoreo se evalúan utilizando curvas de fatiga basadas en especimenes de prueba soldados (ver párrafo B.5.3.) i.

Paso 9- Si el número de ciclos permisible del paso 8 es mayor que o igual al número esperado de ciclos de operación esperado del paso 5, no se requiere un análisis de fatiga como parte de la evaluación FFS. Alternativamente, si el número de ciclos permisible es menor que el número esperado de ciclos de operación, se debe realizar un análisis de fatiga como parte de la evaluación FFS.

B.5.4.2 Los métodos de evaluación suministrados en B.5.2. y B. 5.3 pueden ser utilizados si se requiere un análisis de fatiga como parte de la evaluación FFS con base en los criterios de monitoreo del párrafo B.5.4.1.

B.6

Evaluaciones FFS utilizando análisis de elementos finitos

B.6.1

Generalidades- los siguientes párrafos proporcionan recomendaciones sobre como realizar y evaluar resultados de un análisis de elementos finitos utilizado para calificar un componente con defectos.

B.6.2

Linealización de los Resultados y la Clasificación de Esfuerzos- Los resultados de un análisis de esfuerzo elástico por elementos finitos pueden ser utilizados par calcular las intensidades de esfuerzo por comparación con los límites del párrafo B.2.3. El procedimiento de categorización de esfuerzo para las intensidades de esfuerzo fue desarrollado originalmente para la teoría de los cuerpos donde los esfuerzos de membrana y de pandeo pueden ser determinados directamente a partir de los resultantes del esfuerzo del cuerpo. En el método de elementos finitos utilizando elementos continuos, se obtiene una distribución de esfuerzo y la linealización de esta distribución se requiere para el cálculo y la categorización de las intensidades de esfuerzo (ver figura B.2)

B.6.2.1 Resultados del esfuerzo derivados de un modelo utilizando elementos del cuerpo- Se recomienda el siguiente enfoque: a.

Las intensidades de esfuerzo de membrana (P L, P b , Q) son derivadas del tensor de esfuerzo en la superficie interior y exterior del cuerpo promediado a través del grosor de la sección. El promedio se debe realizar a nivel del componente del esfuerzo.

b.

Los límites de intensidad de esfuerzo de membrana más de pandeo (P L + P b , PL + P b + Q) en la superficie del cuerpo se derivan directamente del tensor de esfuerzo de la superficie del cuerpo.

c.

Los límites de intensidad de esfuerzo pico se derivan empleando un factor de concentración de esfuerzo, K aplicado a P m, Pl + P b o PL + P b + Q.

B.6.2.2 Resultados de esfuerzo derivados de un modelo empleando elementos continuos bidimensionales y tridimensionales- las opciones disponibles para determinar intensidades de esfuerzo de pandeo y de membrana se presentan a continuación: a.

Los métodos de clasificación de esfuerzos para determinar esfuerzos de membrana y de pandeo caen en tres categorías: 1. Esfuerzo en un punto – Este método es el más sencillo de aplicar, pero también puede ser el menos preciso. Puede ser usado para la evaluación de estructuras con formas geométricas simples sometidas a cargas sencillas. Su aplicación asume que el estado de esfuerzo en un punto define las condiciones de membrana local y de membrana más pandeo. A medida que las características geométricas del componente y las condiciones de carga se hacen más complejas, el uso de este método se hace inexacto con respecto a su capacidad para evaluar modos de falla, ej. Pandeo plástico, distorsión local y ratcheting. 2. Esfuerzo a lo largo de una línea- Este método ha sido ampliamente aplicado a componentes bidimensionales y tridimensionales. Cuando se aplica a modelos asimétricos bidimensionales, representa un híbrido del enfoque esfuerzo a lo largo de una línea. Este método produce los resultados más cercanos al promedio. 3. Esfuerzo a lo largo de un plano – Este método puede parecer la opción más fundamentalmente correcta; sin embargo, es difícil de aplicar y los resultados pueden

variar significativamente con la orientación de un plano de esfuerzo, y también con el tamaño del plano. b. Además de la selección de un método de clasificación de esfuerzos, la técnica utilizada para procesar los componentes del esfuerzo a lo largo de una línea de esfuerzo o de un plano de esfuerzo para determinar las intensidades de esfuerzo de membrana y de pandeo, puede tener un efecto significativo en los resultados finales. La mayoría de usuarios procesa los componentes del esfuerzo individualmente por componente para obtener las distribuciones de pandeo y de membrana. Las variaciones a este enfoque incluyen procesar únicamente los esfuerzos principales o seleccionar componentes del tensor de esfuerzo para obtener estas distribuciones. Finalmente algunos de los métodos tratan de evaluar la validez de una línea o plano de esfuerzo mediante la evaluación de la distribución de esfuerzo. c.

B.6.3

El procedimiento recomendado es el método de esfuerzo a lo largo de una línea con los componentes del esfuerzo promediados individualmente para determinar las intensidades de esfuerzo de pandeo y de membrana. Se pueden utilizar otros métodos si a juicio del ingeniero, producen una evaluación más precisa del componente.

Linealización de Resultados de Esfuerzos para la Evaluación de defectos en forma de grieta – Los resultados de un método de análisis de esfuerzo elástico de elementos finitos, pueden ser utilizados para calcular los resultados del esfuerzo normal en el sitio de un defecto en forma de grieta. Los resultados del esfuerzo deben ser categorizados en esfuerzo primario y esfuerzo secundario para propósitos de la evaluación (ver sección 9)

B.6.3.1 Resultados de esfuerzo derivados de un modelo con elementos de cuerpo- Los esfuerzos de membrana y de pandeo normales para la cara agrietada pueden ser derivados directamente de los resultantes de esfuerzo del cuerpo utilizando el método del párrafo B.6.2.1. B.6.3.2 Resultados de esfuerzo derivados de un modelo con elementos continuos – Los esfuerzos de membrana y de pandeo normales para el plano de la grieta pueden ser desarrollados mediante la linealización de los componentes del esfuerzo a través del grosor de la pared con la misma orientación utilizando el método del párrafo B.6.2.2. B.6.3.3 La linealización puede ser realizada con base en la ubicación de la grieta dentro del grosor de la pared (ver figura B.3) o el grosor de la sección (ver figura B.4) B.6.4

Análisis de elementos finitos no lineal en evaluaciones FFS- El uso del análisis de elementos finitos no lineal se recomienda para evaluar un componente con defectos. La respuesta de un componente obtenida a partir de un análisis de elementos finitos no lineal proporciona una introspección relacionada con el comportamiento estructural y los modos de falla posibles. Los procedimientos de evaluación que aparecen más adelante son recomendables y generales. Se pueden requerir modificaciones a los procedimientos con base en la aplicación específica, en la configuración del componente, en las propiedades del material y en las condiciones de carga.

B.6.4.1 Se ha utilizado el siguiente procedimiento para demostrar la competencia para el servicio de un componente con un defecto volumétrico, utilizando un análisis de elementos finitos no lineal. Este procedimiento utiliza el enfoque LRFD (ver párrafo B.3.4.2) y es aplicable a componentes que estén sometidos a cargas no cíclicas. En el párrafo B.5.4.1 se proporcionan los criterios de monitoreo para condiciones de carga cíclica. a. Paso 1- Desarrolle un modelo de elementos finitos del componente incluyendo todas las características de geometría relevantes. La malla utilizada para el análisis de elementos finitos debe estar diseñada para modelar con precisión la geometría del componente y del defecto. Además debe existir refinamiento de la malla alrededor de las áreas de esfuerzo y las concentraciones de tensión. Con base en la experiencia del ingeniero que realiza el análisis, se puede requerir de uno o más modelos de elementos finitos para garantizar que se logre una

descripción precisa del esfuerzo y las tensiones en el componente. Este tipo de evaluación de modelo es particularmente importante los análisis no lineales. b. Paso 2- Defina todas las condiciones relevantes incluyendo presión, cargas complementarias y distribuciones de temperatura. c.

Paso 3- Se debe incluir una representación precisa de las propiedades del material en el modelo de elementos finitos. En el análisis se debe utilizar un modelo de material elástico- plástico con la teoría de desplazamiento grande. Se emplea la función von Mises y la norma de fluencia asociada si se anticipa la plasticidad. Se puede incluir el ablandamiento o endurecimiento de material en el análisis si está disponible la curva esfuerzo- tensión del material. Si se incluye el endurecimiento en el análisis de carga de pandeo plástico, debe basarse en el modelo de endurecimiento cinético, o un modelo combinado cinético e isotrópico.

d. Paso 4- Determine la carga que se debe utilizar en el análisis aplicando un multiplicador de carga de 1.5 a la carga real. Si el componente está sometido a múltiples cargas, todas las cargas reales deben ser escaladas proporcionalmente con el mismo multiplicador. e.

Paso 5- Realice un análisis elástico- plástico. Si se logra la convergencia en la solución, el componente es estable bajo las cargas aplicadas, y se satisfacen los criterios globales del párrafo B.3.4.1. De otra manera, se debe reducir la carga según lo determinado en el paso 4 y se repite el análisis. Observe que si la carga aplicada produce un campo de esfuerzo compresivo dentro del componente, puede ocurrir pandeo, y se deben considerar en el análisis los efectos de las imperfecciones, especialmente para las estructuras de los cuerpos (ver párrafo B.4.2)

f.

Paso 6- Revise los resultados del análisis en el área de alta concentración de tensión y revise el parámetro de falla elegido para categorizar la falla local (ver párrafo B.3.4.1). Si no se satisface el criterio local, se deben reducir proporcionalmente las cargas aplicadas.

g. Paso 7- Si se satisfacen los criterios global y local, el componente es apropiado para operación sometido a las cargas reales utilizadas en la evaluación. h. Paso 8- Se debe realizar una revisión del shakedown si el componente tiene que permanecer en servicio durante múltiples arranques y paradas. Esta revisión puede realizarse mediante la remoción y reaplicación de la carga real. Pueden ser necesarios algunos ciclos de esta reversión de carga para demostrar el shakedown. Si ocurren tensiones plásticas significativas durante este ciclo de carga, se debe reducir la carga de operación permisible; de otra manera, ha ocurrido shakedown. Observe que si la evaluación debe basarse en un análisis de pandeo plástico riguroso, la carga de pandeo se determina aumentado la carga hasta alcanzar inestabilidad estructural. La carga de operación permisible es tomada como dos tercios del carga de pandeo plástico. Esto satisface el criterio global del párrafo B.3.4.1. También se deben evaluar las tensiones locales en el componente bajo carga de operación permisible para satisfacer el segundo criterio definido en el párrafo B.3.4.1. B.6.4.2 El siguiente procedimiento para el análisis no lineal de un componente con un defecto que no sea en forma de grieta, es un enfoque que se ha utilizado exitosamente para demostrar la competencia para el servicio. Este procedimiento puede ser utilizado para evaluar componentes sometidos a plasticidad, fatiga o deformación por fluencia. También se puede usar este procedimiento para determinar el campo de de esfuerzo cerca de un defecto en forma de grieta para su uso en un análisis de mecánica de fracturas. a.

Paso 1- Desarrolle un modelo de elementos finitos del componente incluyendo todas las características relevantes del defecto y de la geometría (ver párrafo B.6.4.1.a)

b. Paso 2- Defina todas las condiciones de carga importantes incluyendo presión, cargas complementarias y distribuciones de temperatura. Si el componente está sometido a carga cíclica o está en el régimen de deformación por fluencia, se debe desarrollar un histograma para determinar la dependencia en el tiempo de las cargas. Si existe preocupación acerca de los esfuerzos térmicos, puede requerirse un análisis térmico completo de todo el periodo de operación. c.

Paso 3- Determine la combinación máxima de carga con base en el histograma del paso 2. Esta combinación de cargas debe ser seleccionada como la más probable para gobernar la estabilidad estructural del componente. Evalúe la estabilidad estructural del componente utilizando esta combinación de carga y el procedimiento del párrafo B.6.4.1 excepto porque el shakedown debe basarse en el histograma de carga real (ver paso 4). Observe que si no se puede determinar una sola combinación de carga en el proceso de selección, puede ser necesario evaluar múltiples combinaciones de carga.

d. Paso 4- Si está involucrada una carga cíclica, se deben evaluar las tensiones elásticas pico más las plásticas para la fatiga. En el párrafo B.5.2.4 se proporciona un procedimiento par evaluar la fatiga utilizando los resultados de un análisis elástico- plástico. Además para componentes que funciones por debajo del régimen de deformación por fluencia, se debe realizar una revisión del shakedown utilizando el histograma de carga real. Si el componente está funcionando en el régimen de deformación por fluencia, se debe realizar una evaluación incluyendo la valoración del daño por deformación por fluencia y de la interacción deformación- fatiga si el ciclo de carga es significativo. Todo lo anterior utilizando los procedimientos de evaluación de la sección 10. e.

Paso 5- Para componentes que funcionen por debajo del régimen de deformación por fluencia, si se puede demostrar el shakedown, se satisface la revisión del daño por fatiga, y la tensión cerca del defecto satisface los límites del párrafo B.6.4.1.f., el componente es apropiado para operación. Para componentes que funcionen en el régimen de deformación por fluencia, si se satisface la revisión de daño por deformación por fluencia/ fatiga, y la tensión acumulada cerca del defecto satisface los límites del párrafo B.6.4.1.f., el componente es apropiado para operación

B.6.4.3 El siguiente procedimiento ha sido utilizado par demostrar la competencia para el servicio de un componente con una falla en forma de grieta, utilizando los resultados de un análisis de elementos finitos no lineal. El procedimiento no puede ser usado para evaluar cargas cíclicas u otras condiciones que puedan producir crecimiento subcrítico de la grieta. Para estos casos, se requieren provisiones y modificaciones especiales para el procedimiento con el fin de tener en cuenta el crecimiento subcrítico de la grieta (ver sección 9) a.

Paso 1- Desarrolle un modelo de elementos finitos del componente incluyendo todas las características relevantes del defecto y de la geometría. La modelación de la grieta se basa en la geometría del componente y el tipo de análisis que se realiza. Lo siguiente proporciona una vista general para el diseño de la malla en la punta de la grieta. Mayores detalles respecto al diseño de la malla de elementos finitos pueden ser encontrados en la referencia B.7.1. También se debe consultar el manual del usuario para el programa de elementos finitos. 1. Análisis bidimensional (2-D) de tensión pequeña – El diseño de malla sugerido (pero no obligatorio) para la región de la punta de la grieta es una malla enfocada “telaraña” con elementos concentrados en la punta de la grieta. El primer anillo de elementos está compuesto de cuadriláteros convertidos en triángulos con varios nodos coincidentes en la punta de la grieta. Es importante que estos nodos no se unan, ni se combinen en uno solo (la mayoría de programas comerciales de elementos finitos tratan de combinar estos nodos a menos que el usuario especifique lo contrario). Los anillos subsiguientes de elementos son cuadriláteros. Los nodos en la cara de la grieta no están forzados. Bajo carga, los nodos en la punta de la grieta que inicialmente son coincidentes, se apartan produciendo una grieta roma. Observe que se puede inferir el desplazamiento

de la apertura de la punta de la grieta (CTDO) a partir de la malla deformada. Se recomiendan los elementos 2- D isoparamétricos (8 nodos o 9 nodos), pero los elementos lineales (4 nodos) son aceptables si el nivel de refinamiento de la malla es suficiente para capturar gradientes de tensión plástica. Una ventaja de los elementos isoparamétricos deformados es que resulta una singularidad de tensión l/r en la punta de la grieta, lo cual es apropiado para el análisis elástico- plástico (trasladando los nodos de tamaño medio de elementos isoparamétricos al punto cuarto y la unión de los nodos en la punta de la grieta produce una singularidad de tensión L/r2 que es adecuada para un análisis elástico) 2. Análisis tridimensional (3-D) tensión pequeña- Las recomendaciones para el análisis 2D también son aplicables para un análisis 3- D. La principal diferencia, es que se utilizan los elementos continuos 3-D en vez de elementos continuos 2- D. Se pueden utilizar bloques isoparamétricos (20 o 27 nodos) o bloques de 8 nodos, pero el número de elementos requerido para una solución precisa es mayor para los bloques de 8 nodos. Se debe observar que es extremadamente complicado construir una malla de grieta 3-D. Se recomienda que el usuario desarrolle o adquiera un software generador de mallas para este propósito. 3. Análisis bidimensional o tridimensional de tensión grande – No es apropiado utilizar una “malla enfocada” compuesta de elementos isoparamétricos deformados 2-D o 3-D, según aplique, en la punta de grieta cuando se utiliza una teoría de tensión grande en un análisis. Alternativamente, la grieta debe ser modelada como una muesca con radio finito. Se debe elegir el radio de la punta de la grieta no deformada inicial tal que sea por lo menos 5 veces más pequeño que el radio de la punta de la grieta deformada, donde el radio deformado es aproximadamente CTOD/2. Observe que para análisis de tensión pequeña, se puede utilizar la malla de radio de punta de grieta finito como alternativa para el enfoque de elemento isoparamétrico deformado. Así que esta malla es apropiada cuando el usuario desea realizar análisis de tensión pequeños y grandes de la misma geometría. b. Paso 2- Defina todas las condiciones de carga importantes incluyendo presión, carga complementaria y distribuciones de temperatura. Se deben aplicar tracciones de cara de la grieta donde sea apropiado. c.

Paso 3- Se debe incluir una representación precisa de las propiedades de material en el modelo de elementos finitos. La función von Mises y la norma de fluencia asociada deben ser utilizadas si se anticipa la plasticidad. Un análisis de elementos finitos elástico- plástico requiere una curva de esfuerzo- tensión para el material de interés. Los programas comerciales de elementos finitos aceptan una tabla de datos esfuerzo- tensión o una ecuación paramétrica tal como la ley de fuerza Ramberg- Osgood. En el caso anterior, el análisis trata la curva esfuerzo- tensión como lineal. Algunos códigos de elementos finitos ofrecen la opción de una curva esfuerzo- tensión bilineal, pero esta opción no se recomienda aquí. Si no está disponible una curva esfuerzotensión precisa para el material de interés, hay muy poca ventaja al obtener un diagrama de evaluación de falla (FAD) a partir de un análisis J elástico- plástico. Si el defecto de interés está en o cerca de una soldadura, se debe modelar el comportamiento de flujo del material de la soldadura y del metal base.

d. Paso 4- Realice el análisis de elementos finitos. 1. En el análisis se debe utilizar un programa de elementos finitos con procedimientos automatizados para realizar un análisis J. Muchos programas comerciales tienen rutinas de posprocesamiento J incorporados. En su definición original, J se expresa con una integral de línea para problemas 2- D y una integral superficial en 3- D. Sin embargo esta definición no es idealmente adecuada para el análisis de elementos finitos porque la evaluación numérica de una integral de línea o una integral superficial a partir de los

resultados de elementos finitos es extremadamente ineficaz y puede ser altamente imprecisa. Alternativamente, la integral J puede ser expresada con una integral de área en problemas 2- D y una integral de volumen en 3-D (B.7.4) y (B.7.6). Este enfoque, denominado formulación integral de dominio de energía es más eficiente y preciso que la integración de contorno o superficial. Es responsabilidad del usuario garantizar que se evalúe con precisión la integral J. 2. Como los resultados finales serán graficados como FAD, se debe obtener una solución J elástica junto con la solución elástica- plástica. Existen dos aproximaciones para obtener la solución elástica. •

•

Evaluar J en un paso de carga temprano cuando las tensiones plásticas son poco importantes. Realizar un análisis elástico separado en el mismo modelo.

La J elástica es proporcional al cuadrado de la carga, así que es necesario evaluar la J elástica sólo en una carga. Para el análisis elástico- plástico, se requieren múltiples pasos de carga. Para casos de cargas compuestas, tales como la fuerza axial combinada y el momento de pandeo, la relación de las diversas cargas entre sí debe ser ajustada durante todo el análisis. El análisis puede ser suspendido cuando J total exceda 20 veces el componente elástico. Debe existir por lo menos 10 pasos de carga (y 10 valores J correspondientes) en el intervalo J elastic/ Jtotal = 1.0 a J elastic / J total = 0.5. Como la relación funcional entre J y carga normalmente no se conoce con anticipación, se puede requerir algo de prueba y error para obtener suficientes pasos de carga sobre el rango de interés. e.

Paso 5- Construya del Diagrama de Evaluación de Falla (FAD) – El FAD (ver secciones 2 y 9) puede ser visto como una gráfica no dimensional de J versus la carga aplicada (ver figura B5) 1. La relación de dureza, K r , es el eje vertical del FAD y se define como la raíz cuadrada de la relación de J elástica con J total. Las coordenadas y de los puntos utilizados para definir el FAD pueden ser determinadas utilizando los resultados obtenidos en el paso 4 con la siguiente ecuación:

2. El promedio de carga, L r , es el eje horizontal del FAD y se define como relación de la carga aplicada con una carga normalizante o de referencia. Las coordenadas x de los puntos utilizados para definir el FAD pueden ser determinadas utilizando los resultados obtenidos en el paso 4 con la siguiente ecuación:

Con pref determinado a partir de la siguiente relación

Donde

Ey P pref .

σys

= Módulo de elasticidad (MPa: psi) = Carga característica aplicada tal como presión interna, fuerza axial, momento de pandeo o una combinación, = Carga de referencia definida como la carga en la cual la relación Jtotal/ Jelastica alcanza el valor definido por la ecuación B.111, = 0.2% de la resistencia límite

3. El límite del eje horizontal (eje de relación de carga, Lr, ver paso 2) del FAD y se define utilizando la sección 9, nota 2 de la figura 9.17. f.

Paso 6- Complete la evaluación para el tamaño de defecto específico y el caso de carga que se está evaluando mediante el siguiente procedimiento de la sección 9, párrafo 9.4.3.2 excepto porque el FAD utilizado para determinar la aceptabilidad es tomado del paso 5 en vez de emplear el FAD que aparece en la sección 9, figura 9.17. 1. Los factores de intensidad de esfuerzo para las condiciones de carga primaria y secundaria, K Pl y K sl , respectivamente, pueden ser determinados utilizando las soluciones del Apéndice C, o a partir de una solución J elástica, con la siguiente ecuación, considerando el tamaño específico del defecto y el esfuerzo del componente para la condición de carga que se va a evaluar. La relación de dureza Kr, luego se calcula utilizando la sección 9, párrafo 9.4.3.2. Si se incluyen los esfuerzos secundarios y residuales en el análisis J descrito en el paso 4, entonces no se requiere el factor de interacción de plasticidad en el cálculo de Kr. De otra manera, el factor de interacción de plasticidad puede ser calculado utilizando el procedimiento de la sección 9, párrafo 9.4.3.2, e incluido en el cálculo de Kr.

Donde, Ey se definió previamente y Jelastic = Solución de J elástica para la condición de carga y defecto específicos que se están evaluando V = Relación de poisson 2. La relación de carga, Lr, se define cono la relación del esfuerzo de referencia con el esfuerzo límite del material. El esfuerzo de referencia para la condición de carga específica puede ser determinado utilizando las soluciones del Apéndice D o la siguiente ecuación :

Donde σys se ha definido previamente, y σ

= Esfuerzo aplicado (MPa:psi)

σL

=Esfuerzo aplicado cuando Lr = 1.0 (MPa:psi)

B.7

Referencias

B.8

Tablas y figuras

Apéndice G – Modos de Deterioro y Falla (Enero, 2000) G.1.

Modos de Deterioro y Falla

G.1.1.

Este apéndice provee una visión general de los tipos de falla y daños observados, concentrándose en los mecanismos de degradación inducidos por el servicio. También brinda una información general acerca de los métodos de monitoreo y mitigación. En el API571 se encuentra una visión más completa de los mecanismos de daño que ocurren en la industria de la refinería .

G.1.2. Cuando se lleva a cabo una evaluación FFS es muy importante determinar las causas de daño o deterioro observados a la fecha, y valorar la probabilidad de degradación o daños adicionales que pudieran ocurrir en el futuro. Las fallas y daños que se descubren durante una inspección en servicio pueden ser el resultado de una condición preexistente antes que el componente entrara en servicio y/o pudiera ser inducido por servicio. La raíz de las causas de deterioro se debe a consideraciones de diseño inadecuadas incluyendo selección de materiales y de detalles de diseño, o a la interacción con ambientes/condiciones agresivas a las que el equipo está sometido durante un servicio normal o durante periodos transitorios. G.2

Deficiencias del Pre-servicio.

G.2.1 Los tipos de deficiencia que puede presentar un equipo antes de entrar en servicio son: Fallas en la Producción del Material – Las fallas que ocurren durante la producción del material incluyen laminaciones y traslapos en productos forjados y vacíos, descomposiciones, contracciones, fisuras, rupturas en materiales de fundición. Fallas Relacionadas con la Soldadura – Estas fallas ocurren como un resultado del proceso de soldadura incluyendo la falta de penetración, falta de fusión, agrietamiento inducido por hidrógeno, porosidad, pérdida de metal por efectos mecánicos, agrietamiento de soldadura y contracción por calor. Fallas Relacionadas con la Fabricación – Las imperfecciones asociadas con la fabricación incluyen deformación circunferencial, formación de fisuras, esmerilado de fisuras y marcas y desgarramiento de la lamina. Fallas Relacionadas con el Tratamiento de Calor o Debilitamiento – Las fallas asociadas con el tratamiento de Calor o exposiciones a temperaturas elevadas en el servicio incluyen recalentamiento, enfriamiento de la fisura, sensibilización, debilitamiento 475º C(865ºF), y fases de debilitamiento sigma. 







G.2.2 En la mayoría de los casos, una o más de estas deficiencias del preservicio no significa una falla inmediata. Normalmente, sólo los errores de grosor causan fallas durante una prueba neumática o hidrostática de pre-servicio. G.2.3 Las Fallas o daños asociados con las deficiencias de pre-servicio frecuentemente se descubren sólo durante una inspección en servicio (ISI), porque en varios casos las técnicas ISI usadas son más sensibles o el alcance de la inspección es más amplio que las técnicas de inspección utilizadas durante la construcción original. Basados en sus características y ubicación, algunos daños se pueden clasificar relativamente fácil como pre-servicio ,(ej. el vacío en el interior de una soldadura es porosidad). Sin embargo un daño en pre-servicio no se distingue de un daño inducido por el servicio (Ejemplo agrietamiento inducido hidrógeno y fractura por esfuerzo sulfurado). Por lo tanto, la decisión que se debe tomar es si la falla y el deterioro asociado (a pesar de su origen) tienen la posibilidad de progresar en el futuro basados en el material, el esfuerzo, las condiciones de servicio y el tamaño del defecto. G.3

Daño y Deterioro en Servicio.

G.3.1.

Repaso.

G.3.1.1 Una vez el equipo entre en servicio, está sometido a condiciones de operación e interrupción las cuales pueden deteriorar o dañar el equipo. Un factor que complica el análisis FFS para equipos petroquímicos es que las condiciones de interacción material/ambiente son extremadamente variables; algunas plantas de refinería/químicas contienen más de treinta unidades de tratamiento diferentes, cada una conteniendo su propia combinación de numerosos procesos agresivos de flujo y condiciones de presión/temperatura. En general, los siguientes tipos de daño se encuentran en equipo petroquímico: • • • • •

Pérdida del metal local y general debido a corrosión/erosión. Agrietamiento superficial Fractura de la subsuperficie Formación de microvacios/microfisuras Cambios metalúrgicos

G.3.1.2 Cada uno de estos tipos generales de daño son causados por múltiples mecanismos, los cuales son tipos específicos de corrosión (ejm: corrosión por ácido naftenico del acero carbón), fractura por corrosión de esfuerzo (ejemplo fractura por corrosión causada por ácido politénico de aceros inoxidables ausentinicos sensibles) (PCSC)), o tipos de debilitamiento (ejemplo debilitamiento de acero templado de aleación MO 2-1/4 CR-1). Cada uno de los mecanismos de daño ocurre bajo combinaciones muy especificas de materiales, procesos de medio ambiente y condiciones de operación. Una guía general para mecanismo de daño probables para aleaciones comunes utilizadas en la industria petrolera se encuentra en API571. G.3.1.3 Las siguientes secciones de este apéndice describen cada uno de los tipos de daños y brindan algunos ejemplos típicos de estos mecanismos encontrados en la industria petrolera y métodos potenciales de mitigación. Estas secciones tienen el propósito de brindar una introducción para no especialistas en corrosión/metalurgia. El usuario debe consultar ingenieros familiarizados con los modos de degradación y tomar como referencia publicaciones API571 la cual brinda una descripción mas detallada de los mecanismos de daño en la industria petrolera. G.3.1.4

Cuando se desarrolla una evaluación FFS es importante considerar el potencial para daño o degradación adicional o los pasos que se tomen para prevenir daños adicionales a los ocurridos como resultado de los métodos de mitigación. En la tabla G.1.1. aparece una lista de los tipos de información que necesita un especialista para juzgar si tiene probabilidad de ocurrir la degradación.

G.3.2

Pérdida de Metal General debido a Corrosión y/o Erosión

G.3.2.1 Una pérdida de metal general se define como el adelgazamiento uniforme en un área de tamaño significativo del equipo. La corrosión y la erosión nunca son totalmente uniformes. Una regla es que si la tasa de pérdida de material entre diferentes puntos en un área varía por un factor de cuatro o menos, entonces el daño se considera general. Ejemplos de corrosión general para acero carbón y de baja aleación son la sufatación en las unidades de crudo en sulfuración, la corrosión por H2 /H2S en hidrotratadores, y corrosión por agua ácida en situaciones de velocidad moderada. G.3.2.2 El promedio de corrosión se puede calcular a partir de las lecturas de grosor pasadas y actuales (ver API510, API570 y API653). El promedio de corrosión también se puede predecir de las referencias/curvas de estándares de corrosión, tales como las curvas McConomy modificadas para sulfuración de aceros carbón y de baja aleación (estas curvas son en función de temperatura y contenido sulfuroso vs aleación). Se puede factorizar el rango calculado o medido o realizar una modificación si las condiciones han cambiado, dentro de una evaluación FFS para una operación futura. G.3.2.3 Los métodos de monitoreo y reparación para una pérdida de metal general se encuentran en la sección 4, párrafos 4.6 y 4.7 respectivamente.

G.3.3

Pérdida del Metal Localizada Debido a Corrosión y/o erosión.

G.3.3.1 La pérdida del metal general no probable, y los rangos de pérdida del metal localizados pueden variar significativamente dentro de un área especifica del equipo. Algunos ejemplos de pérdida del metal localizados son corrosión debajo de un depósito en los equipos elevados de unidades de crudo, corrosión por ácido nafténico , corrosión en punto de inyección y corrosión bajo el aislamiento. La corrosión localizada puede tomar varias formas, tales como agujeros que se convierten en numerosas cavidades en la superficie, corrosión galvánica selectiva en la región entre dos metales diferentes electroquímicamente, un ataque de corrosión selectivo a lo largo de una zona afectada por soldadura caliente (HAZ), un ataque de corrosión en hendiduras resultante de la concentración de especies químicas agresivas, o una grieta local debido al choque. En general, entre más resistente sea una aleación a la corrosión general, más probable, es esta corrosión. Si esto ocurre, se puede localizar. G.3.3.2 Cuando se detecta una pérdida de material localizada, es importante ubicar y caracterizar todas las áreas afectadas localmente y obtener medidas precisar para calcular el promedio de pérdida de material. Es difícil predecir un rango de corrosión localizado, ya que el daño puede ocurrir sólo bajo condiciones de operación muy especificas (temperaturas, especies químicas, y velocidad de flujo) y es más una situación de encendido/apagado que usualmente no ocurre en forma estable. Como los promedios de corrosión localizada son extremadamente sensibles a variaciones menores en condiciones/ materiales del proceso, es difícil encontrar fuentes de referencia. G.3.3.3 Los métodos de reparación y monitoreo para pérdida de material local se encuentran en la sección 5, párrafo 5.6 y 5.7 respectivamente. G.3.4.

Agrietamiento Conectado a la Superficie.

G .3.4.1 La mayoría de los mecanismos de fractura inducidos por el servicio se inician en la superficie del componente. Los ejemplos de fractura superficiales inducidas por el servicio son mecánicos y de fatiga térmica y varias formas de fractura de corrosión por esfuerzo, tales como fractura de corrosión por esfuerzo de ácido politénico (PASCC) o SCCD cloro de aceros inoxidables austeniticos, fracturas tipo amina de aceros carbónicos y fractura de esfuerzo sulfurado para aceros carbón y de baja aleación. La información de fracturas por fatiga está disponible en un número de fuentes de referencia (ver apéndice F) y el rango de crecimiento para fracturas futuras se puede calcular si los esfuerzos son caracterizados. G.3.4.2 La ocurrencia de SCC requiere de la combinación de tres condiciones: condición de material o material susceptible, un ambiente agresivo químicamente y un esfuerzo de tracción suficientemente alto. Si los tres factores se mezclan, las generalizaciones acerca de los ambientes que pueda causar una SCC son difíciles aun cuando estén restringidas para clases especificas de material. Sin embargo, experimentos y experiencias en servicio han identificado ambientes que pueden haber causado SCC en aceros carbón y de baja aleación y estas están tabuladas y descritas en API 571. G.3.4.3 La condición metalúrgica del material es un determinante importante de la gravedad del problema de SCC. Por ejemplo una alta dureza y resistencia hacen un acero mas susceptible a fractura de esfuerzo sulfurado, particularmente la HAZ de soldaduras. Otra condición del material es la sensibilidad de aceros austensitícos (precipitación de carburos ricos en cromo a limites granulados) necesarios para PASCC. También es importante el ambiente y las condiciones de operación del componente. Por ejemplo, hay un nivel alto de temperatura y concentración cáustica, el cual se excede antes que el acero carbón sea susceptible a una fractura cáustica. En general, entre mayor sea la concentración del agente causante, CL, amoniaco H2S, CN, etc., mayor es la probabilidad de SCC. Para algunos mecanismos el incremento de la temperatura aumenta la susceptibilidad, mientras para otros la disminuye. La concentración de agentes causantes debido a ebullición, hendiduras, etc. puede llevar a problemas donde el volumen de la composición de flujo no anticipe susceptibilidad. El esfuerzo de tracción es el tercer ingrediente para SCC. Los esfuerzos de tracción altos residuales y aplicados juntos, incrementan la gravedad del problema. El cálculo del esfuerzo residual es muy

importante, porque algunas fracturas en la práctica se detienen cuando entran a un campo de esfuerzo residual menor. G.3.4.4. Las grietas superficiales algunas veces se encuentran por técnicas de inspección, tales como visual, PT y MT, aunque los métodos UT y AET también se utilizan para detectar grietas. El tamaño de la grieta conectada a la superficie en particular la SCC, es muy difícil porque en varios casos las grietas son ramificadas. Los métodos de examen PT o MT se pueden utilizar para determinar la longitud de las grietas de superficie y los métodos de examen UT se pueden utilizar para determinar la profundidad de la grieta. La profundidad de la fractura también se puede determinar mediante esmerilado destructivo. G.3.4.5 También es muy difícil predecir los rangos de crecimiento de grieta para SCC, debido a la falta de información relevante y al conocimiento preciso de las condiciones de ambiente cerca del inicio del defecto, las cuales pueden ser diferentes a la composición de flujo en volumen. SCC es más que un tipo de daño de encendido / apagado, por ejemplo los defectos pueden crecer muy rápido si las condiciones son adecuadas, pero también pueden permanecer estables por un largo tiempo. G.3.4.6 Los métodos de mitigación para disminuir/evitar SCC adicionales sin remover fracturas son algo limitados. Es posible aplicar un revestimiento al área si las grietas están bastante unidas. Otros métodos para alterar el ambiente por medio de tratamientos químicos son el cambio de temperatura o la remoción de contaminantes. Los métodos de monitoreo consisten en medidas periódicas UT o monitoreos pasivos continuos AET. También pueden ser utilizadas las muestras/análisis de flujo y monitoreos variables del proceso para predecir cuando las condiciones que conducen a SCC están presentes. G.3.4.7 Si las fracturas se remueven, se dispone de opciones de mitigación adicionales, tales como PWHT o tratamiento de calor para remover esfuerzos residuales y/o mejorar la condición metalúrgica y soldar revestimientos y coberturas para aislar el material susceptible del ambiente. G.3.5

Grietas En La Sub-superficie y Formación de Microfisuras/Microvacios.

G.3.5.1 Un daño inducido por el servicio que no esté conectado con la superficie o que se inicie en la Subsuperficie cae dentro de los fenómenos relacionados con hidrógeno a baja temperatura o mecanismos de temperatura alta tales como deformación por fluencia y ataque de hidrógeno. Un daño consistente en ampollamiento por hidrógeno, HIC y SOHIC se encuentra en aceros carbón operados en ambientes húmedos H2S o HF. Muchos de los equipos de refinería están sometidos a unas condiciones de carga húmeda H2S durante el servicio o en condiciones de apagado. Por ejemplo, detanizadores en unidades de fractura de fluido catalítico tienen un ambiente con un PH alto y cianidas que causan una carga grave de hidrógeno que conlleva al daño. Los daños relacionados con hidrógeno de baja temperatura ocurren como resultado de la reacción de corrosión de superficie local el cual permite a los átomos de hidrógeno difundirse dentro del acero. Una vez el hidrógeno alcanza una concentración en el límite, puede ocurrir un daño. Los daños en la Sub-superficie inducidos por hidrógeno durante el servicio, también están conectados con la superficie o pueden ser el resultado de fracturas superficiales, tales como fracturas por esfuerzo estructural. G.3.5.2 Este mecanismo se asimila a SCC en que deben estar presentes material susceptible y un ambiente agresivo. Sin embargo, la ampolladura por hidrógeno y HIC no están relacionadas con el esfuerzo pero SOHIC sí lo esta. El daño por hidrógeno frecuentemente es un mecanismo de encendidoapagado, que ocurre bajo condiciones de ambiente muy especificas que se presentan durante las alteraciones y encendidos y apagados. El daño algunas veces ocurre muy rápidamente al comienzo y una vez los revestimientos de la superficie aumentan se evitan daños adicionales, sin embargo si estos revestimientos se alteran en servicio o se aceleran intencionalmente durante las inspecciones, puede ocurrir un daño. Como la carga de hidrógeno normal ocurre sólo en el proceso lateral del equipo, la concentración de hidrógeno disminuye a través de la pared y en la práctica son menos prevalentes varias grietas superficiales y ampolladuras en la superficie externa.

G.3.5.3 Los detalles metalúrgicos y de microestructura (Ejm. El nivel de impureza de sulfuro del acero) afecta la susceptibilidad o el nivel máximo de daño para cierto nivel de carga de hidrógeno. Las variables ambientales, tales como pH, temperatura, CN, contenido H2S y la influencia de la velocidad de flujo del nivel de la carga de hidrógeno. Los esfuerzos residuales y aplicados también influyen en la susceptibilidad de SOHIC. Muchos de los equipos que van a ser evaluados para FFS contienen daños por hidrógeno. Se recomienda consultar a un experto en este campo debido a que es muy importante evaluar el daño potencial futuro y el promedio de hidrógeno. Las publicaciones referentes y que pueden ser utilizadas en esta evaluación son: API 571; publicaciones NACE 8X194, 8X294 y RP0296 y API 939. G.3.5.4 Los daños por hidrógeno encontrados en la Sub-superficie están normalmente complementados por inspección visual y algunos métodos UT. Dar las características del daño es muy difícil debido a que este tipo de daño es más un daño mecánico que un problema mecánico por fractura, desde que no haya fracturas individuales discretas, las fracturas se pueden interconectar y enlazar en redes. Varios métodos UT se utilizan para caracterizar el daño. G.3.5.5. Mitigación para daños por hidrógeno de baja temperatura. Este daño consiste en un tratamiento químico y/o limpieza con agua para minimizar la carga de hidrógeno, retiro de revestimiento o recubrimientos para aislar el acero del ambiente y ventilación de ampolladuras para aliviar el esfuerzo interno. Si se desarrollan apropiadamente, el PWHT puede reducir el riesgo de fractura SOHIC rebajando el esfuerzo residual. Los métodos de monitoreo consisten en pruebas que miden el flujo de hidrógeno y en inspecciones UT periódicas para monitorear la extensión del daño. G.3.5.6 El ataque por hidrógeno de alta temperatura y/o de formación (HTHA) son mecanismos que forman vacíos y fisuras durante las últimas fases del daño. Estos mecanismos pueden ser conectados con la superficie o iniciados en la sub-superficie. Las variables que afectan un daño por deformación son la resistencia a la deformación y la capacidad detención del material y las condiciones de exposición (esfuerzo y temperatura). Las variables que afectan un ataque por hidrógeno son similares pero además la presión parcial de hidrógeno en el proceso de flujo y el aleamiento químico son muy importantes. La deformación de la Sub-superficie y el daño de ataque por hidrógeno el cual se detecta con métodos UT, indican que el componente se encuentra en una fase avanzada de vida para las aleaciones más comunes. Los rangos de daño de ataque por hidrógeno y deformación se pueden reducir únicamente rebajando la severidad de las condiciones de operación. La metalografía de campo se puede afectar monitoreando la deformación; sin embargo, el mejor método de monitoreo involucra remover muestras y realizar pruebas destructivas, registrando la presión y la temperatura de los procesos. G.3.6

Cambios Metalúrgicos.

G.3.6.1 Las propiedades metalúrgicas, tales como resistencia, ductilidad, dureza, y resistencia a la corrosión pueden cambiar mientras un componente esta en servicio debido a cambios microestructurales como resultado de un envejecimiento térmico a temperaturas elevadas. Por ejemplo, aceros carbón se pueden debilitar por edad de tensión, esferoidales o grafitados, aceros inoxidables austeniticos y ferritícos se pueden sensibilizar o formar una fase sigma, aceros inoxidables ferriticos pueden sufrir debilitamiento a 475 grados centígrados (885ºF), y aceros 2-1/4 Cr-Mo pueden debilitar su temple. Las propiedades también pueden cambiar como resultado de una carga de hidrógeno. G.3.6.2 Estos cambios en las propiedades algunas veces son difíciles de detectar, sí el daño no ha ocurrido todavía. Algunas veces se pueden hacer deducciones de las muestras examinadas o de las replicas de la superficie. La composición y microestructura del acero, temperatura de operación y tensión acumulada son los factores más importantes para determinar la susceptibilidad a cambios metalúrgicos. Frecuentemente se logra un estado de equilibrio de cambio y no ocurren cambios adicionales. Las cargas de hidrógeno, aún sin daños en el material, en algunos casos reducen la utilidad y brindan posibilidad de dureza del material. La carga de hidrógeno es una reacción reversible y no causa daño ni tiene efecto permanente.

G.3.6.3 Una vez que cambian las propiedades metalúrgicas en servicio, generalmente no se recuperan. El tratamiento por calor puede ser efectivo, aunque solo sea como solución temporal. Para prevenir degradación adicional en las condiciones de presión se puede ajustar a una severidad más baja. Si la degradación en las propiedades se conoce, entonces se pueden alterar las precauciones de operación tales como procedimientos de encendido y apagado para evitar que ocurran daños a pesar de las propiedades físicas degradadas. G.3.6.4 Como se mencionó anteriormente, la pérdida de dureza puede ocurrir en servicio como resultado del ambiente del proceso y las condiciones de servicio. Esta forma de daño metalúrgico tendrá un impacto significativo en la integridad estructural de un componente que contenga un defecto en forma de agrietamiento. Además, la evidencia experimental indica que la pérdida de dureza también tiene un efecto en la integridad estructural de los componentes con defectos asociados con corrosión localizada, tales como defectos en forma de ranuras o agujeros. Algunas combinaciones de estos servicios y materiales que pueden ser susceptibles a pérdidas de dureza se encuentran a continuación. Una evaluación de dureza de materiales se requiere dependiendo del tipo de defecto, la severidad del ambiente y las condiciones de operación. . Acero carbón en servicio húmedo H 2 S y servicio de ácido hidrofluorhídrico (debilitamiento por hidrógeno). . Acero carbón y C-1/2 Mo dentro de 149ºC-316º C (300ºF- 600ºF), (debilitamiento por edad de tensión). . Acero carbón por encima de 427º C (800ºF), (grafitación). . Acero carbón, y aceros de baja aleación (Ejm 1/2 Cr a 9 Cr), y 12 Cr en situación de incendio cuando las temperaturas exceden 700ºC (1300ºF), (mecanismos de daños varios, ver sección 11). . Aceros aleados (1/2 Cr-9Cr) por debajo de 593ºC (1100ºF), (carburización) . 1-1/4 Cr–1/2 Mo por encima de 482ºC (900ºF), (Fractura por recalentamiento/debilitamiento por deformación). . 2.1/4 Cr-1Mo por encima de 399ºC (750ºF), (debilitamiento del temple) . 12 Cr por encima de 371º C (700ºF), (475º C) (885ºF), debilitamiento) . Aceros inoxidables austeniticos por encima de 593ºC (100ºF),)(debilitamiento de la fase sigma)

G.1

Referencias

G.4.1 API, " Reporte de la Investigación Sobre Monitoreo y Caracterización de Fracturas en Servicio Húmedo H2S," API Publicación 939, Instituto Americano del Petróleo, Washington D.C. 1994 G.4.2

Logan, H.L., La Corrosión Por Esfuerzo de los Metales, Willey, 1966

G.4.3

McConomy, H.F., "Corrosión Sulfúrica de Alta Temperatura en Ambientes Libres de Hidrógeno," Proc. API,

Vol. 43 (III), pp. 78-96, 1963

G.4.4

NACE, "Guías Para Detección, Reparación y Mitigación de Fracturas De Contenedores Presurizados

Existentes Para la Refinería de Petróleos En Ambientes Húmedos H2S," Nace, Publicación RP0296, Asociación Nacional de Ingenieros de Corrosión, Houston, TX, 1996.

G.4.5

NACE,

"Practicas de Fabricación Y Materiales Para Contenedores Presurizados Nuevos Utilizados en

Servicio Húmedo H2S Para Refinería," Nace Publicación 8X194, Asociación Nacional de Ingenieros de Corrosión, Houston, TX, 1994.

G.4.6

NACE, "Revisión de Literatura Publicada Durante 1989 Sobre Fracturas de Aceros en Humedad H2S," NACE

publicación8X194, Asociación Nacional de Ingenieros de Corrosión, Houston, TX, 1994. G.5

Tablas y Figuras

Tabla G.1 Información para Determinar los Mecanismos de Degradación Información General Procesamiento Unidad/ Item Año de Construcción Especificación del Material Composición Química del Material PWHT (Si/No) Material Cubrimiento/Revestimiento Item (1)

Información

Información de Operación (2) Normal Encendido/ Alteración Apagado

Contenido de azufre en la Fracción de Crudo (%) Número de Neut en la Fracción de Crudo Contenido de Agua (%pH) H2S (ppm en Agua) NH3 (ppm en Agua) NH3(%) H2S(%) HCI(%) Cloruros(%) Acido Sulfúrico (%) Acido HF (%) Tipo Amina (MDA/DEA/ etc) Concentración Amine (%) Carga Amina (moléculas H2S&CO2 Amine) Concentración Caustica (%) Presión Parcial H2S (bar:psia) Presión Parcial H2 (bar:psia) Cianidas (Si/No) Agua Lavado/Inyección (Si/No) Inyección Polisulfurada (Si/No) Inyección Amino- Neutralizante (Si/No) Inyección Amino- película (Si/No) Inyección Cáustica (Si/No) Inhibidor de Inyección Para Absorción de Hidrógeno Temperatura (ºC ºF) Presión (bar:psig) Velocidad de Flujo (m/sec:ft/sec)

Notas : 1.

Se pueden insertar al final de la lista otros procesos de flujo o parámetros de operación que pueden afectar la evaluación de competencia para el servicio.

2.

Es necesario definir los valores para los procesos de flujo constituyentes o parámetros de operación para condiciones de encendido, apagado y alteración, así como las condiciones de operación normal, debido a que puede ocurrir un daño mayor durante estas fases de operación.

APÉNDICE I – Glosario de Términos y Definiciones (Enero, 2000) Este Apéndice contiene definiciones de términos que se utilizan en esta práctica recomendada, o términos que pueden ser encontrados en cualquier otro documento que se relacione con la evaluación de la competencia para el servicio (FFS)

Abs (a) o /a/- La definición de una función matemática que indica que se debe computar el valor absoluto de los argumentos, a. Acanaladura- Remoción alargada o reubicación mecánica del material en la superficie de un componente que causa una reducción en el grosor de la pared al lado del defecto; la longitud de la acanaladura es mucho mayor que el ancho y el material puede haber sido trabajado en frío en la formación de la falla. Las acanaladuras generalmente son causadas por daño mecánico, por ejemplo, la abolladura o acanaladura de una sección de tubo ocasionada por equipo mecánico durante la excavación de un poliducto (ver sección 5) AET- Acoustic Emission Testing- Prueba de Emisión Acústica. Alteración- La definición depende del tipo de equipo tal como se muestra a continuación: Contenedores Presurizados (API 510)- un cambio físico en cualquier componente que tenga implicaciones en el diseño que afecten la capacidad de presurización de un contenedor más allá del alcance de los elementos descritos en los informes existentes. No se d ebe considerar como alteración cualquier reemplazo comparable o duplicado, tal como la adición de cualquier boquilla reforzada igual o menor en tamaño a las boquillas reforzadas existentes, la adición de boquillas que no requieran refuerzo, o la recalibración. - Sistemas de Tubería (API 570)- Un cambio físico en cualquier componente o enrutamiento de tubos (incluyendo las modificaciones a los sistemas de apoyo) que tenga implicaciones en el diseño afectando la capacidad de presurización del sistema. Por ejemplo, una alteración que instale una válvula pesada cerca de la boquilla de un contenedor puede tener implicaciones en el diseño para la presión del contenedor Tanques de Almacenamiento (API 653)- Cualquier trabajo necesario para restaurar un tanque y dejarlo en condiciones apropiadas para una operación segura. Ampolladura por Hidrógeno- Es la formación de cavidades planares bajo la superficie, denominadas ampollas de hidrógeno, en un metal como resultado de excesiva presión interna de hidrógeno. El crecimiento de ampollas cerca de la superficie en metales de b aja resistencia generalmente produce protuberancias superficiales. La ampolladura por hidrógeno en el acero involucra la absorción y difusión del hidrógeno atómico producido en la superficie del metal por el proceso de corrosión sulfurada. El desarrollo de ampollas de hidrógeno en los aceros es causada por la acumulación de hidrógeno que se recombina para formar hidrógeno molecular en sitios internos del metal. Los sitios típicos para la formación de ampollas de hidrógeno son grandes inclusiones no metálicas, laminaciones y otras discontinuidades en el acero. Es diferente de los vacíos, ampollas y grietas asociados con el ataque del hidrógeno a altas temperaturas. Análisis de Límite- El análisis de límite es un caso especial de análisis plástico en el cual el material es asumido como idealmente plástico. En el análisis de límite el equilibrio y las características de flujo en el estado límite se utilizan para calcular la carga de pandeo (ver apéndice B). Análisis de Sensibilidad- Un proceso paramétrico o estadístico de variación de variables independientes para determinar la respuesta de variables dependientes. Por ejemplo en un análisis de competencia para el servicio, la determinación de la longitud de grieta máxima permisible puede tener una fuerte sensibilidad a la variación de temperatura si la resistencia a la fractura del material también está influida por la temperatura (ver sección 2) Análisis Plástico- Un método de análisis de esfuerzo donde se computa el comportamiento estructural bajo carga para una estructura, considerando las características de plasticidad del material incluyendo endurecimiento por tensión y redistribución del esfuerzo (ver apéndice B) ASCC (Alkaline Stress Corrosion Cracking)- fractura de un metal producida por la acción combinada de la corrosión en un ambiente alcalino acuoso H2S, CO2 y el esfuerzo de tracción (residual o aplicado). La fractura es ramificada y de naturaleza intergranular y generalmente ocurre componentes de acero carbón que no hayan sido sometidos a PWHT. Esta forma de fractura a menudo se denomina carbonada •

•

•

cuando se asocia con aguas ácidas alcalinas, y amina cuando se asocia con soluciones de tratamiento alcanolaminas. Autoridad de Inspección Autorizada- la organización de inspección de la jurisdicción en la cual se utiliza el contenedor presurizado, o la organización de inspección de una compañía de seguros que tenga licencia para emitir seguros sobre el contenedor, o un usuario o propietario de un contenedor presurizado que mantenga una organización de inspección para actividades relacionadas únicamente con su equipo, excluyendo los contenedores listos para venta o reventa, o una organización independiente que tenga licencia o esté organizada por la jurisdicción en la cual se utiliza el contenedor presurizado para actuar bajo la dirección del usuario- propietario. Carga de Inestabilidad Plástica- La carga de inestabilidad plástica para una estructura bajo carga compresiva o predominantemente tensil se define como la carga en la cual puede ocurrir deformación plástica sin mayor aumento de carga. (ver apéndice B) Carga de pandeo en el Análisis de Límite- Los métodos de análisis de límite se utilizan para calcular la carga máxima que puede soportar una estructura hecha de un material idealmente plástico. (ver apéndice B). Carga Límite de Esfuerzo - Cuando se establece un límite para un esfuerzo, la carga asociada con el límite de esfuerzo se denomina CARGA LÍMITE DE ESFUERZO CET (Critical Exposure Temperature)- El proceso más bajo o temperatura atmosférica a la cual el metal del equipo estará expuesto a un esfuerzo dado bajo condiciones normales o no. El CET se deriva de las condiciones de operación a las que se somete el componente. El CET puede ser una temperatura única a una presión de operación o un cúmulo de temperaturas y presiones. Por ejemplo curva de presión de vapor para flujos LPG. La metodología utilizada para determinar la CET para contenedores presurizados, tuberías y tanques se cubre en la sección 3.0. Ciclo de Esfuerzo- Un ciclo de esfuerzo es una condición en la que la diferencia alterna de esfuerzo va de un valor inicial a través de un valor algebraico máximo y un valor algebraico mínimo y luego regresa al valor inicial. Un solo ciclo operacional puede dar como resultado uno o más ciclos de esfuerzo. Ciclo Operacional- Un ciclo operacional se define como la iniciación como la iniciación y establecimiento de nuevas condiciones seguidas por el retorno a las condiciones que prevalecían al comienzo del ciclo. Se consideran tres tipos de ciclos operacionales: el ciclo encendidoapagado, definido como cualquier ciclo que tenga temperatura atmosférica o presión como uno de sus extremos y condiciones normales de operación como su otro extremo; la iniciación y recuperación de cualquier emergencia que deba ser considerada en el diseño; y el ciclo de operación normal, definido como cualquier ciclo entre el encendido y el apagado que se requiera para que el contenedor realice su propósito. Código o Estándar Reconocido- Es un término utilizado para definir un código o estándar que ha sido reconocido por una jurisdicción local (ver sección 1, párrafos 1.2.2 y 1.2.3.) Coeficiente de Variación (COV)- Una medida estadística de distribución definida como el promedio de desviación estándar de la distribución respecto a la media de la distribución. Corrosión- El deterioro del metal causado por ataque químico o electroquímico (ver sección 4) Choque de Congelación- Una disminución rápida en la temperatura del equipo causada por el flujo súbito de fluidos con temperatura inferior a –29°C. Daño por Plastodeformación- en materiales policristalinos (ej. Metales) el daño por plastodeformación resulta del movimiento de dislocaciones dentro de los granos, el deslizamiento dentro de los límites de los granos y los procesos de difusión microestructural dentro de la retícula cristalina. Los vacíos resultantes en los limites de los granos y las distorsiones, generalmente dañan la capacidad de endurecimiento del material ( ver sección 10) Discontinuidad Estructural Gruesa- Una fuente de esfuerzo o intensificación de la tensión que afecta una porción relativamente grande de una estructura y tiene un efecto significativo sobre el patrón general de tensión o esfuerzo, o sobre la estructura como un todo. Ejemplos de discontinuidades estructurales gruesas son las uniones cabeza a recubrimiento, las uniones pestaña a recubrimiento, las boquillas y las uniones entre recubrimientos de diferentes diámetros o grosores. Discontinuidad Estructural Local- Una fuente de esfuerzo o intensificación de la tensión que afecta un volumen relativamente pequeño de material y no tiene un efecto significativo en el patrón general de esfuerzo, o en la estructura como un todo. Algunos ejemplos son radios ortogonales pequeños, accesorios pequeños, y soldaduras de penetración parcial. (ver apéndice B) Discontinuidad Estructural Mayor- Una fuente de esfuerzo o intensificación de tensión que afecta un

porción relativamente grande de una estructura y tiene un efecto significativo sobre el modelo de esfuerzo o tensión general de la estructura como un todo. (Ver apéndice B) Ductilidad- Capacidad del material para deformarse plásticamente sin fracturarse. Una medida utilizada para medir la ductilidad a partir de un especimen de prueba tensil es la reducción de área (RA), definida como el promedio de cambio en el área en relación con el área transversal inicial. Dureza- Capacidad del un material para absorber energía y deformarse plásticamente antes de fracturarse (ver apéndice F) Erosión- La destrucción del metal por acción abrasiva de un líquido o vapor (ver sección 4). Esfuerzo Cortante- El componente del esfuerzo tangente al plano de referencia. Esfuerzo de Flexión- el componente variable del esfuerzo normal: la variación puede o no ser lineal a través del grosor de la sección (ver apéndice B) Esfuerzo de la Membrana Primaria Local- Existen casos en que el esfuerzo de la membrana producido por presión u otra carga mecánica asociada con un efecto de discontinuidad que, de no limitarse, produciría distorsión excesiva en la transferencia de la carga a otras porciones de la estructura. El conservatismo requiere que tal tensión sea clasificada como esfuerzo de la membrana primaria local aunque tiene algunas características de esfuerzo secundario (ver apéndice B) Esfuerzo de la Membrana- Un esfuerzo normal o una tensión cortante que es necesaria para satisfacer la leyes simples del equilibrio debido a fuerzas y momentos aplicados externamente. La característica básica de un esfuerzo primario es que no es autolimitante. Los esfuerzos primarios que exceden considerablemente el límite elástico dan como resultado defectos, o por lo menos una distorsión gruesa. Un esfuerzo térmico no está considerado como esfuerzo primario. El esfuerzo de la membrana primaria está dividido en las categorías Local y General. Un esfuerzo general de membrana primaria es aquel que está distribuido en la estructura de tal forma que no ocurre redistribución de carga como resultado de la deformación (ver apéndice B) Esfuerzo Máximo de Trabajo- La característica básica de un esfuerzo máximo de trabajo es que no causa ninguna distorsión notoria y es cuestionable sólo como posible fuente de grietas por fatiga o fractura por fragilidad. Un esfuerzo que no es altamente localizado cae en esta categoría si es de un tipo que no puede causar distorsión notoria (ver apéndice B). Ejemplos de Esfuerzos Máximos de Trabajo son: el esfuerzo térmico en el revestimiento de acero austenítico de un contenedor de acero carbón, el esfuerzo térmico en la pared de un contenedor o un tubo causado por el cambio rápido en la temperatura de la sustancia contenida, y el esfuerzo en una discontinuidad estructural local. Esfuerzo Normal- El componente de esfuerzo normal en relación con el plano de referencia (también se denomina esfuerzo directo) Generalmente la distribución de esfuerzo normal no es uniforme a través del grosor de una parte, por lo tanto este esfuerzo puede ser considerado como compuesto por dos componentes. Un componente del esfuerzo está distribuido uniformemente y es igual al valor promedio de esfuerzo a través del grosor de la sección en consideración, y el otro componente del esfuerzo varía con la ubicación a través del grosor de la sección. Esfuerzo Primario- Un esfuerzo normal o cortante desarrollado por la carga impuesta que es necesario para satisfacer las leyes del equilibrio de fuerzas y momentos internos y externos. La característica básica de un esfuerzo primario es que no es autolimitante. Los esfuerzos primarios que exceden considerablemente el límite elástico dan como resultado una defecto o por lo menos una distorsión gruesa. Esfuerzo Secundario- Un esfuerzo normal o esfuerzo cortante desarrollado por la coacción de partes adyacentes o por la autoacción de una estructura. La característica básica de un esfuerzo secundario es que es autolimitante. Esfuerzo Térmico- Un esfuerzo auto balanceado producido por una distribución no uniforme de temperatura o por diferentes coeficientes térmicos de expansión. El esfuerzo térmico se desarrolla en un cuerpo sólido cuando un volumen de material no asume el tamaño y la forma que normalmente debería tener bajo un cambio de temperatura. Evaluación de Competencia para el Servicio (FFS)- Una metodología donde los defectos contenidos dentro de una estructura son evaluadas para determinar su capacidad para servicio continuo sin falla (ver sección 2) Factor de Concentración de Esfuerzo- La rata de esfuerzo máximo en función del esfuerzo promedio de sección. Factor de Intensidad del Esfuerzo- Una medida de la intensidad del campo de esfuerzo cerca de la punta de una grieta ideal en un medio elástico lineal cuando se deforma de modo que las caras de la

grieta se desplazan. El factor de intensidad de esfuerzo Modo I (KI) es directamente proporcional a la carga aplicada y depende de la geometría del especimen. (ver apéndice C) Factor de Reducción de Resistencia a la Fatiga - Un factor de intensificación del esfuerzo que explica el efecto de una discontinuidad estructural local (concentración de esfuerzo) sobre la resistencia a la fatiga. Los valores para algunos casos específicos se determinan empíricamente. En ausencia de información experimental, el factor de intensificación de esfuerzo puede ser desarrollado a partir de un factor de concentración de esfuerzo teórico derivado de la teoría de la elasticidad. FAD- El Diagrama de evaluación de falla (FAD) utilizado para la evaluación de fallas en forma de agrietamiento en los componentes (ver sección 2 y sección 9) Defecto en forma de agrietamiento – Una falla que puede o no ser el resultado de una ruptura lineal, pero que tiene las características físicas de un agrietamiento al ser detectada mediante una técnica NDE (ver sección 9) Defecto en forma de ranura- Una falla superficial con un radio pequeño donde la longitud de la falla es mayor que su profundidad. Las fallas en forma de ranuras están categorizadas como acanaladuras o ranuras (ver sección 5) Defecto- una discontinuidad o irregularidad que se detecta por medio de la inspección Defecto Volumétrico- un defecto caracterizado por una pérdida de volumen de material o por una imperfección de forma. Fatiga- Las condiciones que llevan a la fractura bajo esfuerzos repetidos o fluctuantes con un valor máximo menor que la resistencia tensil del material (ver apéndice B). FCA (Future Corrosion Allowance)- Provisión de corrosión requerida para la operación futura de un componente. Fractura por Esfuerzo Sulfurado (SSC)- Agrietamiento de un metal bajo la acción combinada de la fuerza de tracción y la corrosión en presencia de agua y H2S (una forma de agrietamiento por esfuerzo del hidrógeno). La SSC involucra la fragilización del metal por el hidrógeno atómico que es producida por el proceso de corrosión sulfurada sobre la superficie metálica. Fusión Incompleta- Falta de derretimiento o fusión completa de alguna porción del metal en una unión soldada. Grosor de Recubrimiento Mínimo Permisible- El grosor requerido para cada elemento de un contenedor con base en cálculos considerando la temperatura, la presión y todas las cargas (ver apéndice A) HAZ - Zona afectada por el calor - Una porción del metal base adyacente a una soldadura que no ha sido derretida, pero cuya microestructura metalúrgica y propiedades metálicas han sido cambiadas por el calor de las soldadura, generalmente con efectos indeseables. HIC (Hydrogen- Induced Cracking)- Grietas internas escalonadas que conectan ampollas adyacentes de hidrógeno sobre diferentes planos en el metal o hacia la superficie metálica. No es necesaria la aplicación de esfuerzo externo para la formación de HIC. En los aceros, el desarrollo de grietas internas (algunas veces denominadas grietas por ampollas) tiende a enlazarse con otras grietas mediante un mecanismo de corte plástico transgranular debido a la presión interna resultante de la acumulación de hidrógeno. La unión de estas grietas en diferentes planos en el acero se ha definido como agrietamiento escalonado para caracterizar la naturaleza la apariencia de la grieta. HIC se encuentra comúnmente en aceros con altos niveles de impureza que tengan una alta densidad de inclusiones planas grandes, o regiones de microestructura anómala producida por la segregación de impurezas y elementos de aleación en el acero. Inclusión- Material no metálico (oxidos, silicatos, etc.) mantenido mecánicamente en una matriz metálica como impureza no intencional. Indicación- Una discontinuidad o irregularidad que se detecta por inspección. Inspección On- Stream- El uso de cualquiera de un número de procedimientos de examen para establecer la aptitud de un contenedor presurizado para la operación continua. El contenedor puede o no estar en operación mientras se realiza la inspección (API 510). Inspector Autorizado- Un empleado de una Agencia de Inspección Autorizada que esté calificado y certificado para realizar inspecciones bajo API 510, API 570 o API 653. Intensidad del Esfuerzo- La intensidad equivalente del esfuerzo combinado, o intensidad del esfuerzo, se define como dos veces el esfuerzo cortante máximo. En otras palabras, la intensidad del esfuerzo es la diferencia entre el esfuerzo principal algebraicamente mayor y el esfuerzo principal algebraicamente menor en un punto dado (ver apéndice B)

Jurisdicción- Una administración gubernamental constituida legalmente que puede adoptar normas relacionadas con los contenedores presurizados. Límite de Resistencia a la Fatiga- El esfuerzo máximo bajo el cual un material puede soportar un número infinito de ciclos de esfuerzo alternados sin falla. LTA- Área Adelgazada Localmente (ver sección 5) Margen en- servicio- En términos de cargas aplicadas, el promedio de carga que produce un condición limitante a la carga aplicada en la condición evaluada. Se pueden desarrollar definiciones similares para parámetros diferentes a las cargas. Por ejemplo, el margen de seguridad sobre la dureza a la fractura (ver sección 9) está definido como el promedio de dureza a la fractura del material que está siendo evaluado. MAT (Temperatura Mínima Permisible)- Limite inferior de temperatura permisible para un material dado en un grosor específico basado en su resistencia a la fractura por fragilidad. Puede ser una temperatura única o un conjunto de temperaturas de operación permisibles en función de la presión. La MAT de deriva de información de diseño mecánico, las especificaciones de los materiales y la información de los materiales. MAWP ( Presión de Trabajo Máxima Permisible)- La presión máxima ajustada para la cabeza líquida de un componente en su posición de operación a la temperatura de diseño, basada en cálculos utilizando el grosor mínimo de corriente. Obsérvese que este término también se aplica a los componente de la tubería. Para componentes que contengan defectos, la MAWP también está en función del Factor de Resistencia Remanente (Ver sección 2) Max (a1, a2, a3,...ai ) – La definición de una función matemática que indica que se debe computar el valor máximo de todos los argumentos , a. Mecánica de la Fractura- una disciplina de la ingeniería relacionada con el comportamiento de grietas en los materiales. Los modelos de mecánica de la fractura proporcionan relaciones matemáticas para combinaciones críticas de esfuerzo, tamaño de la grieta y dureza de la fractura que llevan a la propagación de la grieta. La Mecánica de la Fractura Elástica Lineal (LEFM) se aplica a casos donde ocurre la propagación de la grieta durante carga elástica con poca plasticidad. Los métodos de Mecánica de la Fractura Plástica- Elástica son apropiados para materiales que soportan deformación plástica significativa durante la propagación de la grieta. Mecanismo de Daño- un fenómeno que induce micro y macro cambios dañinos al material o a sus propiedades mecánicas. Los mecanismos de daño generalmente son degenerativos e irrecuperables. Los mecanismos de daño más comunes son los asociados con el ataque químico (o la corrosión, y el caso especial de corrosión- esfuerzo), la plastodeformación, la erosión, la fatiga, la fractura y el envejecimiento térmico (ver sección 2) MFH (Altura Máxima de Llenado)- La altura máxima permitida para un líquido con una gravedad específica en un tanque de almacenamiento atmosférico a la temperatura de diseño con base en cálculos utilizando el grosor mínimo de corriente para todos los elementos críticos de recubrimiento y cargas complementarias. Para componentes que presenten defectos, la MFH también es en función del Factor de Resistencia Remanente (ver sección 2) Min (a1, a2, a3,...ai ) – La definición de una función matemática que indica que se debe computar el valor mínimo de todos los argumentos , a. MT- Examen Magnético de Partículas. NDE- Examen no destructivo Penetración Incompleta- Penetración parcial de la soldadura a través del grosor de la unión. Picadura- Corrosión localizada en forma de cavidad o hueco de forma tal que el diámetro superficial de la cavidad es del orden del grosor de la placa (ver sección 6) Plasticidad- Una caracterización general del comportamiento del material en el que el material soporta deformación irrecuperable independiente del tiempo (ver apéndice B) Plastodeformación- El caso especial de inelasticidad que caracteriza la deformación dependiente del tiempo inducida por el esfuerzo bajo carga, y que generalmente ocurre a temperaturas elevadas (ver sección 10) POD (Probabilidad de Detección)- Una medida de la capacidad para detectar un defecto indicación en un componente, empleando una técnica NDE estándar. PSF (Factor de Seguridad Parcial)- Parámetro determinante (derivado de consideraciones estadísticas) que representa un nivel de incertidumbre o importancia para una variable de campo específica. PT- Examen Penetrante del Líquido

PWHT (Tratamiento de Calor Post soldadura)- Calentamiento uniforme de una soldadura a una temperatura menor que el punto crítico para aliviar la mayor parte de los esfuerzos residuales, seguido por un enfriamiento uniforme con aire en calma. Ranura- un marca delgada, alargada local causada por erosión direccional o corrosión; la longitud de la pérdida de metal es significativamente mayor que el ancho (ver sección 5) Ratcheting- es una deformación inelástica degenerativa progresiva que puede ocurrir en un componente sometido a variaciones de esfuerzo mecánico, esfuerzo térmico o ambos. Recalibración- Cualquier cambio en la calibración de la temperatura o de la presión de trabajo máxima permisible de un contenedor. Reparación- Restauración de un componente presurizado, la definición depende del tipo de equipo así: Contenedores Presurizados (API 510)- El trabajo necesario para restaurar un contenedor y dejarlo en condiciones de operación segura. Las reparaciones también incluyen la adición o reemplazo de parte presurizadas o no que no cambien la calibración del contenedor. Sistemas de Tubería (API570)- El trabajo necesario para restaurar un sistema de tubería para dejarlo apto para o peración segura bajo condiciones de diseño. Tales reparaciones se realizan generalmente de acuerdo con los requerimiento de la clase de presión del sistema. Tanques de almacenamiento (API653)- cualquier trabajo en un tanque que involucre cortar, quemar, soldar o calentar para cambiar las dimensiones físicas generales o la configuración de un tanque. Resistencia a la Fatiga- El esfuerzo máximo que un material puede soportar para un número específico de ciclos sin falla (ver apéndice F). Resistencia a la Tracción- Carga máxima por unidad de área transversal original que un especimen de material puede resistir antes de la fractura. (ver apéndice F) Resistencia a las Hendiduras- La capacidad de un material para resistirse a la fractura por fragilidad bajo condiciones de gran concentración de esfuerzo tales como carga de impacto en presencia de una hendidura. RFS (Factor de Resistencia Remanente )- Promedio de presión de pandeo de un recubrimiento con un área adelgazada localmente en relación con el recubrimiento sin un área adelagazada. (ver sección 2) RT- Examen radiográfico Ruptura por plastodeformación- Extensión del proceso de plastodeformación a la condición limitante de falla en la sección gruesa. El esfuerzo que ocasionará la fractura por plastodeformación en un momento dado en un ambiente específico es la fuerza de ruptura por plastodeformación (ver sección 10 y apéndice F) Sensibilidad a Hendiduras- Una medida de la reducción de la resistencia de un material causada por la presencia de concentración del esfuerzo. Servicio Cíclico - un servicio en el que la fatiga llega a ser significativa debido a la naturaleza cíclica de cargas térmicas y/o mecánicas. En el apéndice B, párrafo B.5.4 se proporciona un criterio de apantallamiento que puede ser usado para determinar si se debe incluir un análisis de fatiga como parte de una evaluación de competencia para el servicio (FFS) Shakedown- Fase de funcionamiento de prueba en condiciones de servicio. El shakedown de una estructura ocurre si después de varios ciclos de aplicación de cargas, cesa el ratcheting. La respuesta estructural subsiguiente es elástica, o elástica- plástica, y la deformación inelástica progresiva está ausente. Socavación- Una ranura, cráter o canal intermitente o continuo que se ha derretido por debajo de la superficie del metal base cerca del pie de una soldadura y no ha sido llenada por el metal de soldado. SOHIC (Agrietamiento Inducido por la Tensión Causada por el Hidrógeno) – Disposición de grietas alineadas casi perpendiculares al esfuerzo que son formadas por el enlace de pequeñas grietas HIC en el acero. El SOHIC comúnmente se observa en el metal base adyacente a la zona afectada por calentamiento (HAZ) de una soldadura. Soldadura Circunferencial- Una soldadura a tope que une secciones de placa a lo largo de la dirección circuferencial de un cilindro o un cono. Soldadura Longitudinal- Una soldadura tope de penetración total que une secciones de placas a lo largo del eje longitudinal de un cilindro o cono. Soldadura tipo filete - Una soldadura de sección transversal aproximadamente triangular que une dos superficies en ángulo recto. Soldadura- Una fusión de localizada de metal producida mediante el calentamiento a temperaturas apropiadas, con o sin la aplicación de presión, y con o sin el uso de metal de relleno. El metal de relleno

el API RP 579 Espanol

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