Tecnología Química ISSN: Universidad de Oriente Cuba

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de los Reyes Rodríguez, Frank; Fidalgo, Eduardo Franco DETERMINACIÓN DE LOS COEFICIENTES DE CORRECCIÓN POR

ENVEJECIMIENTO PARA EL CÁLCULO DE VIDA ÚTIL EN EL ACERO DE LAS LÍNEAS PRINCIPALES DE VAPOR

Tecnología Química, vol. XXVIII, núm. 3, septiembre-diciembre, 2008, pp. 1-9 Universidad de Oriente

Santiago de Cuba, Cuba

Disponible en: http://www.redalyc.org/articulo.oa?id=445543757010

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DETERMINACIÓN DE LOS COEFICIENTES DE

CORRECCIÓN POR ENVEJECIMIENTO PARA EL

CÁLCULO DE VIDA ÚTIL EN EL ACERO DE LAS LÍNEAS

PRINCIPALES DE VAPOR

Frank de los Reyes Rodríguez, Eduardo Franco Fidalgo

Dpartamento de Manufactura y Materiales, Universidad de Oriente

En el presente trabajo se lleva a cabo la determinación de los coeficientes de corrección por envejecimiento del acero 12Cr1MoV perteneciente a las Líneas Principales de Vapor (LPV) de las unidades de generación de 100 MW de las centrales termoeléctricas de nuestro país.

El modelo propuesto garantiza mayor fiabilidad en el cálculo de la vida remanente de elementos que trabajan a elevadas cargas y temperaturas, como es el caso de líneas principales de vapor, líneas de agua de alimentar, etcétera.

Palabras clave: coeficientes de corrección, acero 12Cr1MoV, Líneas Principales de Vapor (LPV).

This work is carried out to determine the correction coefficients 12Cr1MoV aging steel belonging to the Main Steam Lines (LPV) of the generating units of 100 MW of power plants in our country. The proposed model provides greater reliability in the calculation of remaining life of components working at high loads and temperatures, such as main steam lines, water lines to feed and so forth.

Keywords: correction coefficients, steel 12Cr1MoV, Main Steam Line (PVL). _____________________

Introducción

El cálculo de la vida útil en elementos que trabajan a elevados niveles de carga y temperatura ha adquirido, en los últimos años, gran connotación científica /11/ y económica /4/, debido a la importancia que contrae la adecuada planificación de las labores de mantenimiento preventivo /2/, y fundamentalmente la disminución del riesgo de falla catastrófica, por estar estos componentes bajo control de integridad estructural.

La aplicación en Cuba de estas técnicas expe-rimentales es prácticamente nula /9/, pues las políticas de explotación actuales prescriben la detención del régimen de trabajo del agregado cuando en el mismo se detecten grietas o microgrietas /3/.

Es por ello que este trabajo se inserta como aplicación de los principios de la mecánica de

fractura, y aparejado con la influencia del grado de envejecimiento, es posible pronosticar el tiem-po de vida útil y autorizar la explotación con defectos en estos agregados.

El presente trabajo constituye el objetivo gene-ral de la tesis doctogene-ral del autor, relacionada con la determinación de la influencia del grado de envejecimiento en la velocidad de propagación de las grietas en las líneas principales de vapor de las unidades de 100 MW de las Centrales Termo Energéticas (CTE) del país. En el mismo figura como novedad y aporte científico, el desarrollo de una metodología para la determinación de la influencia del grado de envejecimiento en la velocidad de propagación de la grieta en el acero 12Cr1MoV, simulando condiciones reales de ex-plotación, para así determinar los coeficientes de corrección por envejecimiento en los cálculos de vida útil y el desarrollo de metodologías para la

determinación del grado de envejecimiento en el acero 12Cr1MoV, empleando el efecto Barkhausen y las técnicas de imagenología.

Además, el empleo de técnicas no destructivas como las propuestas, garantiza un control riguroso del estado del material sin detener el régimen de explotación de equipos y agregados que trabajen a elevadas cargas y temperaturas.

Procedimiento experimental

Para la determinación de la velocidad de cre-cimiento de la grieta se emplean muestras com-pactas de tracción, fabricadas a partir del material de la LPV con diferentes grados de envejecimien-to (0, 50 000, 100 000, 126 000, 138 000 y 150 037) horas de explotación.

Fig. 1 Probeta Compacta de Tracción (PCT).

Determinación de la dilatación lineal de

las muestras

Para llevar a cabo la técnica experimental, previamente se adaptó una máquina de ensayos

de termofluencia para hacer ensayos de velocidad de crecimiento de grietas, la cual registra los valores de deformación lineal, los cuales son posteriormente correlacionados estadísticamente con las razones de crecimiento de la grieta en la PCT.

Dichos valores se ven afectados por la dilatación lineal de las muestras y el sistema de fijación, los cuales dependen intrínsecamente de la temperatura de ensayo (545 ºC), por lo que para obtener los valores puros de deformación en las muestras debe sustraerse el valor de la dilatación lineal para cada estadío de envejecimiento.

Calibración entre deformación lineal y

los parámetros de la grieta

Se emplearon según diseño experimental ocho probetas para establecer la correlación entre la deformación lineal y los parámetros geométricos de la grieta (b1, b2, b3) con los parámetros reales de explotación (T= 545 ºC y P= 300 kgf).

Fig. 2 Parámetros geométricos de la grieta.

Carga que corresponde al estado tensional máximo de la LPV (74,2 MPa)

Tabla 1. Relación de la longitud de la grieta, ligamento y desplazamiento

Fig. 3 Modelo ajustado para a y V -S. Fig. 4 Modelo ajustado para b₁, b₂ y b₃.

Con los valores obtenidos, se determinaron los modelos matemáticos para las variables influyentes de que arrojaran mayores coeficientes de correlación estadísticos, resultando para la dependencia entre el crecimiento de grieta y diferencia entre deformación y dilatación lineal el

mostrado en la expresión 1.1, y entre los parámetros geométricos de la grieta el de la expresión 1.2. (1.1)

₀

_,

₉₉₆

₇

)

*

96

123

,

0

08

100

,

3

(

2 2

=

+

=

R

V

a

(1.2)

Ensayo de velocidad de propagación por

transitorio de paradas y arrancadas

Este ensayo se desarrolló a tensión constante (74 MPa), colocando la muestra en el horno a temperatura ambiente; posteriormente se registraron las variables que influyen en el proceso, tales como: ti, tf, ∆t, V0, Vf, P, (b1, b2 y b3) iniciales

y Afinal , (b1, b2 y b3) final, Ti, Tf, ∆α.

Se calculó la velocidad de crecimiento de grieta para cero horas de trabajo, y finalmente se trazó la curva da/dn contra número de ensayos de paradas y arrancadas: donde (n es el número de paradas y arrancadas), el 97 % del tiempo que tarda en enfriar la LPV desde la temperatura de trabajo, es prácticamente sin carga, por lo que inicialmente se retira la carga simultáneamente con el enfriamiento de la probeta simulando el

funcionamiento normal. Luego, la mayor cantidad de tiempo ocurre el experimento con carga mínima. Con la carga de 100 kgf se observaron valores adecuados de crecimiento de grieta (de formación plana, lo cual es lo idóneo para piezas como las LPV que son cilíndricas). Por lo que los cálculos y análisis se realizaron a partir de este intervalo.

837

999

,

0

*

51

069

,

1

7

814

074

,

0

2 3 2 , 1

=

+

=

R

b

b

Tabla 2. Valores de da/dn y DK del ensayo de propagación por transitorios

de paradas y arrancadas

Fig. 5 Dependencia entre da/dn y ∆∆∆∆∆K en la propagación de grieta por transitorio de paradas y arrancadas.

A partir del procesamiento estadístico, se obtiene un modelo semejante al descrito por Paris /5/, donde se observa la mayor coincidencia de los puntos experimentales y modelo entre 20-30 MPa.m1/2_:

(modelo matemático)

(1.3)

R2_{= 0,9124 56 (coeficiente de correlación)}

Ensayos de velocidad de propagación de

la grieta por termofluencia (tensión (74

MPa) y temperatura (545 ºC)

Para este experimento se trabajó con el valor medio de la carga (P). Los resultados se encuentran reflejados en la tabla 3 y en figura 6. Con la carga de 100 kgf se observaron valores adecuados de crecimiento de grieta (deformación plana), lo cual es lo idóneo para piezas como las LPV, que tienen forma geométrica cilíndrica, por

2 K) * 004 , 0 051 , 0 (− + ∆ = dn da

lo que los cálculos y análisis se realizaron a partir de este intervalo (tabla 3 y figura 6). Tabla 3. Datos para realizar el cálculo de la velocidad por termofluencia

Al igual que el caso anterior, se empleó un modelo lineal por presentar los mejores valores de ajustes estadísticos, teniendo mayor ajuste con los valores experimentales centrales entre 19-27 MPa.m1/2_.

(modelo matemático)

(1.4) R2 _{= 0,938 377 (coeficiente de correlación)}

Determinación de los coeficientes de

corrección por envejecimiento. Q

_T

(termofluencia) y Q

_FT

(fatiga térmica)

Como ya se declaró, la metodología tiene en cuenta la influencia del grado de deterioro por envejecimiento, en el material del tramo con de-fecto, en la velocidad de propagación de la grieta.

Fig. 6 Dependencia entre da/dt y K_I en la propagación de grieta por termofluencia.

Por lo que es necesario saber el grado de enve-jecimiento de la LPV a partir de la estructura metalográfica.

Siguiendo esta metodología, se compararon los valores obtenidos para cada estadío de envejeci-miento, y se determinaron los coeficientes que afectan la metodología para el cálculo de vida útil del material analizado, en dependencia de los mecanismos de propagación (termofluencia y fa-tiga térmica).

Con los valores obtenidos en la tabla 4, se construyeron los diagramas comparativos para la determinación de los coeficientes de corrección por envejecimiento para los diferentes mecanis-mos de falla.

Los datos obtenidos arrojan correlaciones estadísticas exponenciales y lineales, las cuales se muestran en las expresiones 1.5 y 1.6, respec-tivamente. 1 * 4 02 000 , 0 33 0 00 , 0 K dt da_{=− +}

(1.5)

R2_{= 0,995}

(1.6) R2_{= 0,97}

Tabla 4. Velocidad de propagación de grieta por termofluencia y fatiga térmica del material 12 Cr1MoV, con diferentes grados de envejecimiento

Fig. 7 Correlación Vcg-Texp (termofluencia).

Fig. 8 Correlación Vcg-Texp (Fat. Term.).

) 69 , 8 * 1 002 000 , 0 ( −

=

T

e

dt

da

T

dn

da

*

10

*

5

172

,

1

78

379

002

,

0

+

−9

=

A partir de estas informaciones, se pudo cal-cular, cuántas veces es mayor la velocidad de propagación de grieta de cada estadío de tiempo de trabajo, con respecto a la velocidad de propagación de la grieta del material nuevo en dependencia del mecanismo de propagación de la grieta (tabla 4). Con estos valores adimensionales, se afecta en cada momento al modelo matemático, según sea el mecanismo de falla a partir de la velocidad de propagación de grieta del material nuevo.

Con lo anteriormente expuesto, se asumen las siguientes expresiones de velocidad de propagación de grieta, en dependencia del mecanismo de propagación de grieta, son:

Termofluencia (1.7) RT

dt

da ⎟

⎠

⎞

⎜

⎝

⎛

: velocidad de propagación de la grieta real por termofluencia, para cada tiempo de trabajo.

CR

dt

da ⎟

⎠

⎞

⎜

⎝

⎛

: velocidad de propagación de la grieta por termofluencia del material con cero horas de trabajo.

QT: factor de ajuste de velocidad de crecimiento

de grieta por termofluencia.

Despejando de la ecuación 1.7, se tiene que:

(1.8) Fatiga térmica (1.9) RFT

dt

da ⎟

⎠

⎞

⎜

⎝

⎛

: velocidad de propagación de la grieta real por fatiga térmica, para cada tiempo de trabajo. F

dt

da ⎟

⎠

⎞

⎜

⎝

⎛

: velocidad de propagación de la grieta por fatiga térmica del material con cero horas de trabajo.

QFT: factor de ajuste de velocidad de crecimiento

de grieta por fatiga térmica. Despejando de la ecuación 1.9, se tiene que:

(1.10)

Finalmente se obtienen los valores de los coeficientes de corrección por envejecimiento para cada grado de envejecimiento.

CR T RT

dt

da

Q

dt

da

⎟

⎠

⎞

⎜

⎝

⎛

=

⎟

⎠

⎞

⎜

⎝

⎛

*

F RT FT

dt

da

dt

da

Q

⎟

⎠

⎞

⎜

⎝

⎛

⎟

⎠

⎞

⎜

⎝

⎛

=

CR RT T

dt

da

dt

da

Q

⎟

⎠

⎞

⎜

⎝

⎛

⎟

⎠

⎞

⎜

⎝

⎛

=

F FT RFT

dt

da

Q

dt

da

⎟

⎠

⎞

⎜

⎝

⎛

=

⎟

⎠

⎞

⎜

⎝

⎛

*

Tabla 5. Valores de Q_T y Q_FT para diferentes tiempo de trabajo, calculados a partir de las expresiones 1.8 y 1.10

Con estos valores recogidos en la tabla 5, se determinó un modelo matemático que relaciona

ambos coeficientes de envejecimiento con el tiempo de explotación del material.

Conclusiones

Los resultados obtenidos en el presente trabajo garantizan la aplicación de una metodología fiable aplicable a los componentes que trabajan a elevadas cargas y temperaturas, con el cual se aproxima a la determinación de la vida remanente de componentes envejecidos a diferentes tiempos de explotación

Se demostró, con los resultados obtenidos, la correlación lineal existente entre los coeficientes

de corrección para cada mecanismo de falla como una función de la velocidad de propagación del defecto y el tiempo de explotación del material.

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y el tiempo de explotación.

Fig. 10 Relación entre el coeficiente de envejecimiento por fatiga térmica y el tiempo de trabajo.

97 , 0 * 89 490 000 000 , 0 356 991 , 0 2= + = R T QFT

908

.

0

*

82

217

002

000

,

0

525

977

,

0

2

=

+

=

R

T

Q

_T

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