6.1. FATIGA Y CORROSIÓN-FATIGA
La fatiga, tal y como es entendida en la Ciencia de Materiales, es el proceso en el cual se acumula el daño debido a la aplicación repetitiva de cargas que pueden estar por debajo del límite elástico.
Las fluctuaciones en la presión interior de la tubería y las posibles vibraciones estructurales del blindaje deben ser consideradas como cargas de fatiga en todos los casos. Una consecuencia de esta variación de la presión interior de la tubería es la variación de las tensiones de trabajo en el blindaje.
También pueden producirse fenómenos de corrosión-fatiga (en todo tipo de aceros, no sólo en los de alta resistencia) cuando coexisten un proceso de corrosión y una solicitación cíclica importante.
Se puede evitar el fallo por fatiga asegurando los elementos críticos, tal como las soldaduras longitudinales del blindaje.
Actualmente, el método más práctico (y simplificado) en este aspecto es la utilización de las curvas conocidas como S-N o curvas de Whöler, en las que se comparan las tensiones (S) con los ciclos hasta el fallo (N). Estas curvas están resueltas para la mayoría de los detalles de soldadura.
En la figura 20 se muestra una curva que relaciona el incremento del factor de tensiones ΔK con la velocidad de apertura de fisura da/DN tanto para un ambiente inerte (fatiga) como para un ambiente agresivo (corrosión-fatiga).
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Figura 20. Curvas corrosión-fatiga [3].
Cuando un blindaje está sometido a cargas variables a lo largo del tiempo que provocan tensiones cíclicas, debe considerarse el posible crecimiento de la fisura. Cada incremento en la longitud de la fisura se correlaciona con un incremento en el número de ciclos de variación de la tensión. La teoría de la fractura de la mecánica elástica lineal (LEFM) ha desarrollado modelos para relacionar el crecimiento por ciclo de la carrera de tensión aplicada con el crecimiento de la fisura [3].
El fallo del componente estructural sometido a cargas cíclicas, se produce en tres fases: iniciación de la fisura, propagación de la fisura y fallo catastrófico por sobrecarga.
La duración de cada fase depende fundamentalmente de: las características del material, la magnitud y orientación de las tensiones, y la historia de carga.
El modelo más sencillo que relaciona el crecimiento de la fisura con el número de ciclos de la carrera de tensiones es el modelo de Paris, según el cual el crecimiento de la fisura está relacionado con la tenacidad del material siempre que sea superior a un umbral mínimo que no
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provoca crecimiento de la fisura [3]. Existen numerosos modelos que tienen en cuenta aspectos como la plasticidad en la zona final de la fisura, la variabilidad en diversos ambientes, diferentes tipos de material y la relación entre las tensiones máxima y mínima.
Los ambientes agresivos pueden provocar un significativo aumento en el crecimiento de la fisura por ciclo respecto de los ambientes inertes y de aquellos en los que no existe corrosión bajo tensión (SCC) o fragilización por hidrógeno (HAC). Esta interacción es muy compleja y conduce a desarrollos mucho más complejos que deben validarse con ensayos experimentales. Los fallos por fatiga se producen para niveles de tensión aplicada muy inferiores a los necesarios para causar el fallo en condiciones estáticas. Por los motivos anteriormente expuestos, resulta muy importante en la ejecución de los blindajes (sobre todo con aceros de alta resistencia) el control exhaustivo de los materiales, de los procedimientos de ejecución de las soldaduras y de las características del material de aportación. Debe realizarse un control exhaustivo de las soldaduras mediante ensayos no destructivos de manera que se eviten fisuras y soldaduras frías que puedan desencadenar la rotura de la conducción por fatiga. Del mismo modo, previamente, en las fases de diseño y cálculo deben tenerse en consideración estos aspectos.
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6.2. CORROSIÓN BAJO TENSIÓN (SCC) Y FRAGILIZACIÓN POR HIDRÓGENO (HAC)
La corrosión bajo tensión (Stress Corrosion Cracking SCC) con generación de fisuras es frecuente en los metales de alta resistencia, en los que además del proceso de corrosión, existe una tensión mecánica elevada. Del mismo modo que en el caso de la fatiga, existe un umbral de la tenacidad KISCC por debajo del cual no existe propagación de la fisura.
Figura 22. Corrosión bajo tensión en dos ambientes diferentes en la que se representa la velocidad de apertura de fisura da/dt en función del logaritmo de la tenacidad [3].
Deben tenerse en cuenta fenómenos de corrosión bajo tensión en los blindajes realizados con aceros de alta resistencia (en sentido amplio, es decir, integrando tanto la corrosión bajo tensión en sentido estricto como la fragilización por hidrógeno) lo que se debe a la simultaneidad de estructuras cristalinas fuertemente distorsionadas en su red (por el trabajo mecánico o por el elevado contenido en carbono) y a la aplicación de niveles permanentes, muy elevados de tensión.
Para los aceros de alta resistencia, la corrosión bajo tensión es un tipo de fracturación causada por la penetración del hidrogeno en fisuras. Se denomina fragilización por hidrógeno
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(HAC hydrogen assisted cracking). El origen de este hidrógeno puede deberse a moléculas de H2 gaseoso que han quedado atrapados en la matriz metálica durante el proceso de fabricación
o soldadura. El hidrógeno interactúa con la microfractura, facilitando la iniciación y propagación. Los aceros de alta resistencia y sus soldaduras son sensibles a estos fenómenos en presencia de agua o de humedad.
Figura 23. Fragilización por hidrógeno. Velocidad de apertura de fisura en función del logaritmo del factor de intensidad de tensiones [3].
Este tipo de rotura fue la diagnosticada para la rotura ocurrida en la tubería en presión del proyecto Cleusons-Dixence. (Ver 18.1)
El estado superficial del acero es fundamental para un buen comportamiento. Así, la corrosión bajo tensión provoca fisuras elípticas superficiales en el acero, que devienen en rotura frágil, sin estricción ni aviso alguno, de ahí su peligrosidad. La probabilidad de rotura es mayor cuando crecen la tensión aplicada (en porcentaje de la resistencia a tracción) y la temperatura. No obstante, en las tuberías forzadas y blindajes realizados con aceros más convencionales, la corrosión bajo tensión no parece a priori ser determinante, debido al bajo nivel de tensión existente en los casos de carga permanente o frecuente (presión interior estática).
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6.3. FATIGA DE BLINDAJES Y DE TUBERÍAS FORZADAS DE ACERO
La importancia de la fatiga se ha puesto de manifiesto debido a:
Diseño de nuevos aprovechamientos en particular los reversibles.
Necesidad de comprobación de blindajes en saltos existentes.
Empleo de aceros de alta y muy alta resistencia en la ejecución de blindajes y tuberías forzadas de saltos hidroeléctricos
Cambios en el modo de funcionamiento de las centrales con ciclos cada vez más exigentes en su carga. (Ver ANEXO III).
Destacan en este ámbito, los trabajos de Bulloch y Cllagy [11] y de Nicolet C. [42], sobre comprobación a fatiga de tuberías forzadas en saltos hidroeléctricos existentes.
Bulloch comprueba una tubería forzada de 6 metros de diámetro de un salto hidroeléctrico de 25 MW, tras 75 años en operación. Los espesores de la tubería varían entre 11 y 17 mm.
Por su parte, Nicolet, realiza un estudio de una central reversible en los Alpes Suizos (Moiry-Mottec) de 69 MW (3x23 MW), en explotación desde 1960 pero que se ha puesto a funcionar en regulación secundaria desde 2009.
En el presente trabajo se ha aplicado la metodología desarrollada a un caso práctico: la Central Hidroeléctrica Reversible de Bolarque II (Guadalajara, España) propiedad de Gas Natural Fenosa.
En los casos analizados, la conclusión es que la regulación secundaria no supone un riesgo para el fallo por fatiga de la tubería forzada, puesto que las variaciones de presión durante estos procesos dan lugar a una carrera de tensiones por debajo del umbral requerido para el inicio de fatiga.
Por otra parte, la explotación normal (arranques, paradas) supone grandes presiones por golpe de ariete y oscilación en masa, pero debido al relativo bajo número de ciclos de arranque y parada (en las centrales analizadas) tampoco supone un riesgo desde el punto de vista de la fatiga del acero de la tubería forzada.
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Sin embargo, debido a la singularidad de cada aprovechamiento hidroeléctrico, debería considerarse siempre el cálculo a fatiga de la tubería forzada desde el momento en el que se considere que la operación de la central puede desempeñar un papel importante en la integridad estructural. Por lo menos, deben considerarse los ciclos estimados de parada y arranque y la variación de presiones durante procesos de regulación secundaria.
Por ejemplo, en la central reversible de Dinorwic (Gales) de 1.800 MW (6 grupos de 300 MW), construida a finales de los años 70 y puesta en operación en 1982, se consideraron 15.000 cambios en el modo de operación al año, resultando en 500.000 ciclos de variación de presión de amplitud de unos 34 metros durante la vida útil (consideraron 33 años lo cual es bastante bajo para una estructura de esta categoría). Realizaron un estudio de fatiga y de ensayos para la elección del tipo de acero [60], [7]. En este caso la fatiga resulto ser un aspecto clave en el diseño de las tuberías forzadas y blindajes.
También en el caso de la ampliación de la central de Vianden, situada en la frontera en entre Luxemburgo y Alemania, operada por la empresa Société Electrique de l’Our SA, se ha considerado que el nuevo turbogrupo de 200 MW tendrá un número de operaciones diarias de unas 14, es decir 5.110 al año.
En Portugal, la central de Alqueva (EDP) funciona con unos 8 cambios de operación al día, es decir unos 2.920 al año.
Estos modos de operación difieren sustancialmente de los españoles, que únicamente tienen unos 3 o 4 cambios de modo de operación al día.
En otros países europeos es más normal un número importante de cambios en los ciclos de operación debido al diferente marco regulatorio del mercado eléctrico en el que se priman estos servicios. En el caso de Portugal es más difícil de entender, puesto que tanto España como Portugal participan del Mercado Ibérico con el mismo marco regulatorio.
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Centrales Potencia País Cambios
Operación (totales) Cambios 50 años (totales) Cambios 50 años (P total) Dinorwic 1.800 MW (6 grupos) Gales (UK) 6x15.000 /año 4,50 106 7,5 105
Foyers 300 MW (2 grupos) Escocia (UK)
3.012 /año 1,50 105 7,50 104 Vianden 200 MW (Grupo 11) Luxemburgo Aprox. 5.110
/año
2,55 105 2,55 105 Alqueva 259 MW (2 grupos) Portugal Aprox. 5.840
/año
2,92 105 1,46 105
Bolarque II 208 MW (4 grupos) España Aprox. 3.000 /año
1,50 105 5,00 104
Tabla 6. Modos de Operación reales o previstos de varias centrales hidráulicas reversibles.
En las centrales habitualmente el diseño de las tuberías forzadas y/o blindajes se realiza para un coeficiente de seguridad de entre 1,6 y 2 respecto del límite elástico del acero para el caso de sobrepresión. Gordon [26], recomienda un factor de 1,67. Esto significa que para un acero de un límite de elástico dado fy, el dimensionamiento está realizado para una tensión de trabajo
de fy/1,6 ó fy/2.
El golpe de ariete en una central hidroeléctrica puede variar aproximadamente entre un 20% y un 50% de la presión estática. Por este motivo, la pulsación de tensión debida a arranques y paradas puede llegar a un máximo de 0,5*fy/1,6 y a un mínimo de 0,2*fy/2.
Para los aceros más utilizados en este tipo de centrales, de entre 235 y 690 MPa de límite elástico, se tendrían las siguientes solicitaciones en cuanto a tensiones pulsatorias máximas y mínimas debidas a arranques y paradas:
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Límite Elástico del Acero fy
Carrera de tensiones Mínima
Carrera de tensiones Máxima
235 MPa 23,5 MPa 73,43 MPa
420 MPa 42,0 MPa 131,25 MPa
690 MPa 69,0 MPa 215,625 MPa
Tabla 7. Solicitaciones de carrera de tensiones máxima y mínima en función del límite elástico del acero en tuberías y blindajes.
Se observa que el empleo de un mayor límite elástico del acero en el diseño supone una mayor carrera de tensiones lo que se suma a la susceptibilidad de estos aceros a los procesos de fatiga.
Por este motivo, debe tenerse en cuenta en el diseño el empleo de los aceros de alta resistencia, tomando las debidas precauciones. La mayoría de estas carreras de tensiones están por encima de la categoría de los detalles de las curvas S-N. Por ello debe evaluarse el comportamiento a fatiga de las tuberías forzadas y blindajes.
Además, debe tenerse en cuenta que las condiciones de la central pueden variar a lo largo de su vida útil, con cambios de caudal, repotenciaciones, incorporación de nuevos grupos y cambios en el modo de explotación que eventualmente deberán evaluarse de forma exhaustiva para asegurar la integridad estructural de los blindajes y/o tuberías forzadas.
En consecuencia, la determinación de las acciones variables sobre el blindaje o tubería forzada a lo largo de su explotación es compleja. Durante el diseño a menudo se desconoce el modo de operación efectivo de la central y durante la explotación, resulta compleja la determinación de las presiones en la tubería debidas a los cambios de carga de la central (es necesario realizar un estudio de transitorios de detalle, realizar medidas in situ, conocer los parámetros del regulador…).
Además tanto la explotación de la central como la regulación secundaria pueden resultar aleatorias y cambiantes a lo largo de la explotación (puesto que incluso cambia el marco regulatorio y retributivo) lo que genera un desconocimiento del historial de las acciones que ha soportado la tubería o que va a tener que soportar.
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En cualquier caso, la aproximación de los eventos de arranque y parada (que son los que provocan una variación de presiones superior) es más cercana a la realidad que la derivada de variaciones de potencia, puesto que es más aleatoria y además es posible que se desconozcan los parámetros del regulador.
En el presente trabajo se realiza una aproximación al análisis de un caso real para desarrollar el procedimiento de diseño y comprobación de este tipo de estructuras frente a la fatiga. En concreto, la metodología de comprobación de la tubería forzada o el blindaje para asegurar su integridad en los aspectos relacionados con la fatiga incluye los siguientes aspectos:
Definición geométrica del salto.
Determinación del modo de operación de la central: Número de arranques y paradas, de disparos, participación o no en la regulación secundaria y modo de ésta.
Frecuencias propias de la tubería y de la oscilación en masa.
Análisis de transitorios hidráulicos, de cara a la determinación de las presiones de cálculo debidos a la operación de la central.
Análisis de sensibilidad frente a posibles cambios, y en concreto a los parámetros del regulador y al tiempo de cierre del distribuidor. Estos parámetros son modificables, y actuando sobre ellos se puede limitar la exigencia estructural sobre la tubería forzada o el blindaje.
Comprobación de la tubería forzada o blindaje frente a:
o Posibles resonancias o acoplamientos entre las frecuencias propias de la tubería y/o chimenea de equilibrio y las variaciones de carga. o Comprobación de la corrosión bajo tensión. (SCC)
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A modo de ejemplo, se aplica este esquema de comprobación a un caso real de una central hidráulica reversible en explotación (Bolarque II).
Por otra parte, se recogen de forma resumida y práctica los conceptos más interesantes del cálculo a fatiga de estructuras y de mecánica de la fractura.
6.4. CONCEPTOS BÁSICOS DE PREVENCIÓN DEL FALLO POR FATIGA
En el Eurocódigo 3 y en los códigos españoles, la prevención de roturas por fatiga no se basa en la Mecánica de la Fractura, sino en las curvas de Whöler y en la regla de Palmgren- Miner. En general, este enfoque resulta adecuado y práctico para la mayor parte de los casos relacionados con tuberías forzadas, dejando las herramientas de Mecánica de la Fractura para análisis de mayor detalle en aquellos elementos que tienen un nivel de incertidumbre o cuyo diseño está más ajustado.
Por otra parte, el documento [38] “Assessment of Existing Steel Structures: Recommendations for Estimation Remaining Fatigue Life” recomienda tres niveles de análisis en las estructuras:
Nivel 1: Únicamente se compara la carrera de tensión con el límite de fatiga de la curva S-N, introduciendo un coeficiente de seguridad. Si el cociente entre ambos es menor que la unidad se considera suficiente. Si no, se recomienda pasar al Nivel 2.
Nivel 2: Consideración de la acumulación de daño y determinación de la vida útil restante en función de las curvas S-N.
Nivel 3: Aplicación de la mecánica de la fractura elástica lineal (LEFM)
Únicamente se pasa del Nivel 1 al 2 y del 2 al 3 si existe incertidumbre en el resultado, es decir el coeficiente de seguridad obtenido es próximo o menor que la unidad, o bien cuando se requiere realizar un cálculo más ajustado de la vida útil de la estructura.
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En la normativa americana, se realiza otro enfoque del cálculo a fatiga, tal y como se recoge en el documento [3] American Petroleum Institute (API) and American Society of Mechanical Engineering (ASME), API 579-1 / ASME FFS-1 2007 Fitness for Service. 2007.
En este trabajo se plantea también un análisis mediante tres niveles, según la información disponible de las propiedades del material. Está basado en el uso del diagrama de fallo (FAD).
Nivel 1: Conservador. Se estima una longitud de fisura crítica y se evalúa el coeficiente de seguridad respecto de la fisura inicial. Es poco práctico pues no se puede evaluar el crecimiento de la fisura y determinar la vida útil restante. Es únicamente representativo del momento actual.
Nivel 2: Utiliza la relación entre la tensión de referencia y el límite elástico del material (Lr) y la relación entre el factor de intensidad de tensiones y la tenacidad del material (Kr). Este enfoque es muy ineresante.
Nivel 3: Es flexible en función de los datos disponibles. El más habitual es el denominado B, que utiliza la curva tensión-deformación del material para determinar el diagrama FAD.
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Figura 25. Metodología de cálculo de Nivel 2 de la comprobación a fatiga según API 579 [3].
6.4.1. MÉTODO DE CLASIFICACIÓN. CURVAS S-N (NIVEL 1 y 2)
En el Eurocódigo 3, cada uno de los 96 detalles tipificados tiene su propia curva S-N. En ellas se relacionan el número de ciclos hasta rotura (N) y la carrera de tensión (S). Los 96 detalles están agrupados en 11 clases. Cada detalle tiene asignado un valor numérico que se denomina categoría del detalle. Cada uno de los 96 detalles tiene su propia curva de Whöler, asignada a través de la categoría. Las curvas forman una familia de curvas paralelas formadas por tramos rectos cuando son representadas en escala bilogarítmica.
Para todos los aceros tipificados laminados en caliente con límite elástico entre 235 y 700 MPa [57] son válidas las categorías de detalle, lo que las hace aplicables a la mayor parte de