DISEÑO, CALIFICACIÓN E IMPLEMENTACIÓN DE UN PROCEDIMIENTO DE SOLDADURA PARA REPARAR LÍNEAS DE TUBERÍAS E INSTALACIONES EN

SERVICIO QUE TRANSPORTAN HIDROCARBUROS

JUAN CARLOS ARIZA LOPEZ 2096972

UNIVERSIDAD AUTONOMA DE OCCIDENTE FACULTAD DE INGENIERÍA

DEPARTAMENTO DE ENERGETICA Y MECANICA PROGRAMA DE INGENIERÍA MECÁNICA

SANTIAGO DE CALI 2018

DISEÑO, CALIFICACIÓN E IMPLEMENTACIÓN DE UN PROCEDIMIENTO DE SOLDADURA PARA REPARAR LÍNEAS DE TUBERÍAS E INSTALACIONES EN

SERVICIO QUE TRANSPORTAN HIDROCARBUROS

JUAN CARLOS ARIZA LOPEZ

2096972

Proyecto de Grado para optar el título de Ingeniero Mecánico

Director JULIO CESAR CAICEDO ANGULO PhD en Ingeniería De Materiales

UNIVERSIDAD AUTONOMA DE OCCIDENTE FACULTAD DE INGENIERÍA

DEPARTAMENTO DE ENERGETICA Y MECANICA PROGRAMA DE INGENIERÍA MECÁNICA

SANTIAGO DE CALI 2018

3

Nota de aceptación

Aprobado por el comité de grado en cumplimiento de los requisitos exigidos por la Universidad Autónoma de Occidente para optar al título de Ingeniero Mecánico Faber Correa Ballesteros

Jurado Héctor Enrique Jaramillo

Jurado

Santiago de Cali, 06 de abril de 2018

4

AGRADECIMIENTOS

Agradezco a Dios, a mi familia y en especial a mi padre Pedro Antonio Ariza, por haberme apoyado durante todo mi proceso formativo del programa de Ingeniería Mecánica, también por haberme dado la oportunidad de aplicar todos los conceptos académicos al sector industrial.

Le doy gracias al Dr. Julio Cesar Caicedo, director de mi proyecto de grado, por permitir que este trabajo sea una realidad, aportando su profundo conocimiento y brindarme las bases necesarias para desarrollar este trabajo de investigación.

Al Ingeniero Brian Quintero, por su valiosa colaboración, brindándome las bases requeridas necesarias para el análisis por elementos finitos en ANSYS del comportamiento térmico estructural de la unión soldada de interés en este proyecto.

A la Asociación Colombiana de Soldadura y Ensayos No Destructivos (ACOSEND), por permitir hacer uso de las reservas bibliográficas de soldadura y asesoría durante este proyecto.

A la Universidad Militar Nueva Granada en Bogotá, por su disposición y colaboración en la realización de los ensayos mecánicos y Microscopia Electrónica de Barrido (SEM).

A la Universidad Autónoma de Occidente, por la formación académica y la disposición del laboratorio de materiales para la elaboración de las Metalografías y Macro ataques.

A la empresa Montajes Dayped SAS por ofrecerme la disposición de las instalaciones de su taller, materiales, consumibles y el soldador para realizar las soldaduras del cupón de prueba para el estudio de este trabajo de investigación.

5

CONTENIDO

Pág.

GLOSARIO 14

RESUMEN 16

INTRODUCCIÓN 17

1 PLANTEAMIENTO DEL PROBLEMA 19

2 OBJETIVOS 20

2.1 OBJETIVO GENERAL 20

2.2 OBJETIVOS ESPECÍFICOS 20

3 MARCO TEORICO 21

3.1 SOLDABILIDAD DE TUBERIAS DE ACERO AL CARBONO 21

3.1.1 Soldadura. 21

3.1.2 Metalurgia De La Soldadura. 21

3.1.3 Zona Afectada Por El Calor. 24

3.1.4 Soldabilidad. 25

3.1.5 Calidad De La Soldadura. 26

3.1.6 Propiedades Y Ensayos Mecánicos. 26

3.1.7 Procesos De Soldadura. 28

3.1.8 Soldadura Por Arco Con Electrodo Revestido O Stick Welding. 30

3.1.9 Electrodos Revestidos Proceso Smaw. 32

6

3.1.10 Equipo De Soldadura Para Proceso SMAW. 35

3.1.11 Soldaduras En Servicio. 37

3.1.12 Perforación De La Línea (Burning Through). 38

3.1.13 Reparación Mediante Camisas. 39

4 METODOLOGIA EXPERIMENTAL 41

4.1 GEOMETRIA 41

4.2 TAMAÑO DE LAS SOLDADURAS 42

4.3 MATERIAL BASE DE LAS CAMISAS 45

4.4 CALCULO DEL ESPESOR DE PARED DE LA CAMISA DE 10 PULGADAS. 45

4.5 DOCUMENTOS DE REFERENCIA 47

4.6 EQUIPOS DE SOLDADURA PARA TRABAJO EN CAMPO 48

4.7 MATERIALES DE SOLDADURA PROCESO SMAW 49

4.8 IMPLEMENTACIÓN DEL PROCEDIMIENTO DEL SOLDADURA 50

4.8.1 Secuencia De La Soldadura. 53

4.8.2 Procedimiento De Soldadura En Filete. 54

4.9 RECOLECCION DE LOS DATOS EN LAS PRUEBAS E INSP. 56

4.9.1 Inspecciones Y Ensayos. 56

5 ANÁLISIS Y RESULTADOS. 59

5.1 CARACTERIZACION MICROESTRUCTURAL 71

5.1.1 Soldadura Por Arco Eléctrico. 71

5.2 SIMULACION DE LA UNION SOLDADAS POR EL METODO DE ELEMENTOS FINITOS CON EL SOFTWARE ANSYS. 77

7

6 CONCLUSIONES 90

BIBLIOGRAFIA 92

ANEXOS 95

8

LISTA DE FIGURAS

Pág.

Figura 1 Estructura cristalina de los metales. 22

Figura 2 Nucleación y solidificación del material fundido. 23

Figura 3 Tenacidad de dos Metales 28

Figura 4 Clasificación de los procesos de soldadura en fase sólida 29

Figura 5 Clasificación de los procesos de soldadura (Fase liquida). 30

Figura 6 Soldadura por arco con electrodo revestido. 31

Figura 7 Nomenclatura electrodos revestidos (Proceso SMAW). 32

Figura 8 Equipo típico de soldadura por arco con electrodo revestido 36

Figura 9 Curva de Voltaje – Amperaje para una Fuente de Corriente Constante. 37

Figura 10 Perforación de la línea (Burning-Through). 38

Figura 11 Camisas divididas Tipo B. 39

Figura 12 Partes del conjunto Camisas divididas Tipo B – Tubería 40

Figura 13 Camisas sencillas 41

Figura 14 Opciones de platinas de respaldo en tuberías 42

Figura 15 Diseño de junta de filete circunferencial entre camisa y tubería. 43

Figura 16 Distancia entre talones de soldadura. 44

Figura 17 Distancia entre talones de soldadura. 44

Figura 18 Equipo Moto soldador Diesel multiprocesos. 49

Figura 19 Soldadura de camisas dividas tipo B 51

Figura 20 Alistamiento de camisas dividas tipo B 52

Figura 21 Preparación de camisas dividas tipo B 52

Figura 22 Diseño de verificación experimental. 54

9

Figura 23 Ins. de camisas divididas de prueba que tipo de prueba Hidrostáticas 55

Figura 24 Secuencia de aplicación de cordones de soldadura Parte 1 55

Figura 25 Ubicación de probetas para ensayos de calificación del procedimiento de soldadura. 57

Figura 26 Cupón de prueba soldado según WPS 59

Figura 27 Modelo geométrico para probetas del ensayo de tracción 60

Figura 28 Probeta de ensayo de tracción N°1 60

Figura 29 Probeta de ensayo de tracción N°2 60

Figura 30 Grafico del ensayo de Esfuerzo (σ) vs Deformación (ε) 61

Figura 31 Modelo de probetas para el ensayo de sanidad (Nick Break) 62

Figura 32 Zona de falla de probetas para el ensayo de Nick Break en juntas long. 63

Figura 33 Zona de falla de probetas para el ensayo de Nick Break en juntas circunf. 63

Figura 34 Modelo probetas ensayo de doblez guiado para juntas Long y circunf. 64

Figura 35 Modelo probetas ensayo de doblez guiado para juntas circunf. 65

Figura 36 Ensayo de doblez de cara probeta N°1 junta longitudinal 65

Figura 37 Ensayo de doblez de cara probeta N°2 junta longitudinal 66

Figura 38 Ensayos de doblez de raíz juntas N°1 y 2 longitudinales 66

Figura 39 Ensayo de doblez guiado para probetas de soldadura circunferencial de filete sobre camisa. 66

Figura 40 Modelo de probeta para ensayo de Macro ataque en soldadura de filete circunferencial sobre camisa. 67

Figura 41 Probetas para ensayo metalográfico. 69

Figura 42 Probetas para el ensayo de macro ataque de soldadura de filete circunferencial en la camisa. 69

Figura 43 Macro ataque para el Material Base 70

10

Figura 44 Macro ataque del Material de Soldadura 70

Figura 45 Macro ataque de la Zona Afectada por el Calor (ZAC) 71

Figura 46 Imágenes de microestructura para el material base. 72

Figura 47 Imagen microestructura de soldadura. 73

Figura 48 Sub-zonas de fusión y penetración para soldaduras típicas de filete 74

Figura 49 Microestructura del ZAC (zona afectada por el calor). 75

Figura 50 Micrografía SEM de la zona del material base. 76

Figura 51 Micrografía SEM de la zona afectada por el calor (ZAC). 76

Figura 52 Micrografía SEM de zona de soldadura aplicada. 76

Figura 53 Tubo reforzado 78

Figura 54 Detalle de los elementos alrededor de la soldadura 79

Figura 55 Resultados de la malla. Calidad de la malla (Izquierda) y Razón de aspecto (Derecha) 80

Figura 56 Malla creada y detalle en la ZAC 80

Figura 57 Masa total depositada y calor generado en 20 volúmenes 84

Figura 58 Condiciones de frontera para la simulación del proceso de soldadura. 85

Figura 59 Puntos de análisis de la temperatura en la zona afectada por el calor 86

Figura 60 Distribución de la temperatura en los alrededores de la soldadura 86

Figura 61 Temperatura más alta en el borde o pared interior del tubo. 87

Figura 62 Zona afectada por el calor en el proceso de soldadura. 87

Figura 63 Variación de la temp. en los puntos de análisis dentro de la ZAC. 88

Figura 64 Tiempo de enfriamiento para un nodo dentro de la ZAC. 89

11

LISTA DE TABLAS

Pág.

Tabla 1 Significado ult digito nomenclatura electrodos revestidos (SMAW). 34

Tabla 2 Sufijos en la nomenclatura electrodos revestidos (Proceso SMAW). 35

Tabla 3 Propiedades mecánicas y composición química del electrodo E7018 50

Tabla 4 Tipo y número de probetas de ensayo para calificación del proced. de soldadura. 53

Tabla 5 Características operativas del proceso de soldadura 81

Tabla 6 Propiedades térmicas para los aceros utilizados en la simulación 83

12

LISTA DE ECUACIONES

Pág.

Eq. ( 1 ) 25

Eq. ( 2 ) 26

Eq. ( 3 ) 46

Eq. ( 4 ) 46

Eq. ( 5 ) 58

Eq. ( 6 ) 81

Eq. ( 7 ) 82

Eq. ( 8 ) 84

13

LISTA DE ANEXOS

Anexos en archivos adjuntos en el Repositorio UAO

Anexo A. SMAW-UAO-017-WPA01 Longitudinales 10pulg REv01

Anexo B. SMAW-UAO-017-WPA01 Circunferencial 10pulg REv01

Anexo C. Ensayo Visual 01

Anexo D. Registro-017-Tension 01

Anexo E. Ensayo Doblez 01

Anexo F. Ensayo Doblez 02

Anexo G. Ensayo Sanidad 01

Anexo H. Ensayo Sanidad 02

Anexo I. Procedimiento para instalación de Camisas Tipo B (Mecánicos

Asociados SAS – MASA)

Anexo J. Certificado CWI (Juan Carlos Ariza López)

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GLOSARIO

WPS. especificación del procedimiento de soldadura

PQR. Registro de la calificación del procedimiento de soladura

WPQ. Calificación de habilidad del soldador

ZAC. Zona afectada por el calor

API. Instituto Americano del Petróleo

SMAW. Soldadura por arco con electrodo revestido

OLEODUCTO. tubería e instalaciones conexas utilizadas para el transporte de petróleo, sus derivados y biobutanol, a grandes distancias.

GASODUCTO. tuberías e instalaciones conexas utilizadas para el transporte de gas a temperatura ambiente.

BURNING THROUHT: Exceso de penetración produciendo una perforación por exceso de calor en el área fusionada o material base adyacente.

ELEMENTOS FINITOS: El método del elemento finito (MEF en español o FEM en inglés) es un método numérico para la resolución de ecuaciones diferenciales, utilizado en diversos problemas de ingeniería y física.

ENSAYOS MECÁNICOS: Los ensayos mecánicos de materiales, nos permiten conocer sus propiedades mecánicas: Tensión de Rotura, Límite Elástico, Alargamiento, Estricción, Dureza, Resistencia al Impacto, Capacidad de doblado, etc…y por tanto podemos clasificarlos atendiendo a las especificaciones normativas de cada uno.

DEFECTO: Una imperfección de magnitud suficiente que asegura el rechazo basado en las estipulaciones de esta norma.

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IMPERFECCIÓN: Una discontinuidad o irregularidad que es detectable por los métodos descritos en esta norma.

TUBERO: profesional que realiza la prefabricación y montaje de tuberías a partir de distintos tipos de complementos estructurales metálicos (tubos, codos, bridas, etc.), y mediante la interpretación de la documentación técnica pertinente, tanto en taller como en obra.

CUPÓN DE PRUEBA: muestra retirada e identificada de la placa o tubo de ensayo, para la realización de ensayos No Destructivos, mecánicos, químicos o metalográficos.

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RESUMEN

El presente trabajo estableció un procedimiento de soldadura para reparar tuberías de línea en servicio, de acuerdo a los lineamientos establecidos en el código para soldadura API 1104, usando una simulación por elementos finitos con el software ANSYS se demostró la efectividad del procedimiento de soldadura elaborado, se analizó la integridad estructural de la tubería, considerando las variables producto de la transferencia de calor en la zona de soldadura, que podrían producir un defecto indeseable llamado Burning Through, el cual se presenta como un problema en las reparaciones de las tuberías en operación, cuando existen excesos de calor aportado por el proceso de soldadura destinado a las actividades de reparación de los oleoductos o gasoductos.

Para realizar este trabajo se tuvo en cuenta montar un cupón (El cupón de es un niple para soldar) de prueba tal como se describe en el código API 1104, Apéndice B, Instituto Americano del Petróleo, instalando un conjunto de niples de acero al carbono de acuerdo con la especificación API 5L X42 de espesor irregular, ya que los materiales fueron recuperados de una línea existente que se intervino en un mantenimiento y durante su servicio sufrió fenómenos corrosivos. Para simular el flujo líquido de la tubería se instalaron mangueras con conexiones soldadas a las tapas que permitieron la hermeticidad del conjunto de niples, una bomba manual para pruebas hidrostáticas se instaló para garantizar la presión de operación de la tubería, permitiendo a su vez la recirculación del líquido y de esta manera tener el flujo constante de la línea. Para tal propósito se incluyó la elaboración de un procedimiento de soldadura y calificación del mismo, por medio de probetas de tensión, sanidad, doblez de cara y raíz, macro ataque. Para validar que los resultados obtenidos estuvieran dentro de los parámetros admisibles se usaron los equipos de los laboratorios de Materiales de Universidad del Valle, la Universidad Nueva Granda de Bogotá y la Universidad Autónoma de Occidente.

Palabras Claves: oleoductos, elementos finitos, API, integridad estructural

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INTRODUCCIÓN

En Colombia, la industria del petróleo está destinado en su gran mayoría a suplir las necesidades energéticas del transporte; de manera que las refinarías nacionales de petróleo proyectan anualmente montajes de oleoductos y gasoductos para el transporte del hidrocarburo a las diferentes regiones del país; o en su defecto se realiza la programación del mantenimiento de las líneas que han sido diagnosticadas fuera de servicio en las áreas rurales de la jurisdicción nacional.1

Durante el proceso de transporte del crudo a las diferentes plantas de refinado, es de gran importancia contar con planes de mantenimiento (personal calificado) para reaccionar en la reparación de cualquier imperfección o daño que puedan sufrir las líneas de tuberías que transportan el hidrocarburo, es responsabilidad de los operadores mantener y garantizar la integridad de los sistemas previniendo de esta manera siniestros y afectaciones en las personas, teniendo en cuenta que estos sistemas de transporte fallan típicamente por problemas de corrosión interna, el cual adelgaza las paredes de las tuberías, generando de esta manera fugas.2

Existen varios procedimientos de reparación, algunos son temporales y otros permanentes, y pueden ir desde el corte y reemplazo de secciones de tubería, hasta la aplicación de rellenos de materiales compuestos (fibra de carbono, entre otros), los métodos más comunes de reparación permanente involucra la aplicación de soldadura por arco eléctrico, usando de manera complementaria las camisas divididas metálicas contenedoras, en las tareas de mantenimiento en la reparación de las tuberías, está la instalación de camisas divididas metálicas contenedoras, las cuales ayudan a minimizar los riesgos asociados con el fenómeno de la corrosión, en esta actividad manual, para no afectar el buen desempeño del sistema de bombeo, dichas reparaciones se realizan en servicio.3

Uno de los principales problemas asociados a las reparaciones con soldadura por arco eléctrico, es la perforación de la línea del término en inglés (Burning Througt), producto del exceso de penetración por grandes aportes de calor, se puede

1 POVEDA, G. "La minería colonial y republicana: cinco siglos de variantes y desarrollos". En: Revista Credencial Historia. Bogotá Colombia. Ed. 151 - Julio de 2002, 2 GUTIÉRREZ PÉREZ, Melesio. Riesgo e Integridad de Ductos de Transporte de Hidrocarburos, Ciudad de México, 2010. p 16-36 3 PRCI pipeline research council international, INC. Updated pipeline repair manual. Vol 6, Houston Texas, 2006P 9.

18

considerar que la pared interna del material es perforada cuando alcanza una temperatura crítica 982°C.4

4 CISILINO, A. CHAPETTI, M. D.; OTEGUI, J. L. Minimum thickness for circumferential sleeve repair fillet welds in corroded gas pipelines. International Journal of Pressure Vessel and Piping. 2002. Plata del Mar-Argentina, 15 de junio de 2001, p 67-76.

19

1 PLANTEAMIENTO DEL PROBLEMA

En los sistemas de transporte de hidrocarburos (tuberías de línea en oleoductos), donde se realizan labores de mantenimiento, se desarrollan reparaciones en líneas de tubería que han sido susceptibles a imperfecciones por deterioro del material por corrosión; causando pérdidas de espesor interno y externo; la aparición de defectos, tales como fisuración por fragilización por hidrogeno, corrosión bajo tensión, impacto, esfuerzos y condiciones severas por fatiga mecánica, abolladuras, entre otros.

La patología de estos fenómenos en servicio, generan sobrecostos debidos a los continuos procedimientos de intervención para inspección y reparación de la tubería.

Uno de los fenómenos típicos fácilmente predicho por la aparición de un defecto volumétrico critico en la reparación llamado "Burning tables se denomina del termino en ingles Through" (quemón o perforación de la línea de la tubería), el cual es inevitable cuando no se cuenta con procedimientos de soldadura calificados, ni tampoco soldadores calificados bajo dichos procedimientos.

Por lo tanto, existe una gran problemática en los procedimientos actuales de soldadura (no calificada) en tuberías de oleoductos que soportan altas presiones y es justo en este vacío procedimental que se centra la actual propuesta.

20

2 OBJETIVOS

2.1 OBJETIVO GENERAL

Diseñar, calificar e implementar un procedimiento de soldadura basado en el código API 1104 para reparar tuberías en servicio que transportan hidrocarburos.

2.2 OBJETIVOS ESPECÍFICOS

Diseñar un procedimiento de soldadura para reparar tuberías de línea que transportan hidrocarburos.

Calificar el procedimiento de soldadura para demostrar su calidad cuando se aplique en las reparaciones.

Implementar el procedimiento de soldadura de forma experimental, de acuerdo con los requerimientos que exige el código API 1104 para estudiar la aparición del defecto Burning Through (quemón o perforación de la línea).

Demostrar la efectividad del procedimiento de soldadura en servicio mediante un software de simulación con elementos finitos (ANSYS) y así reducir el riesgo de aparición del defecto a estudiar.

21

3 MARCO TEORICO

3.1 SOLDABILIDAD DE TUBERIAS DE ACERO AL CARBONO

3.1.1 Soldadura.

Este proceso que se puede describirse de manera sencilla como la acción de unir dos materiales a través de la coalescencia de los mismos. Es un recurso tecnológico que prácticamente aparece en todas industrias y en todas las empresas de manufactura, presentándose en alguna etapa de fabricación y o ensamble con una de sus múltiples variaciones.

El grado de desarrollo de esta técnica ha ido guiando el avance de las industrias energéticas, transporte, aeroespacial y electrónica que no hubieran llegado al estado actual sin investigar, desarrollar y aplicar este proceso, destacado por su versatilidad y economía.

3.1.2 Metalurgia De La Soldadura.

La metalurgia de la soldadura trata sobre los diferentes cambios en la estructura interna y la microestructura de los materiales metálicos, cuando se unen por la fusión que genera la soldadura y sus efectos que tiene este proceso sobre sus propiedades. El estudio de la metalurgia de la soldadura nos ayudará a comprender los aspectos básicos e intrínsecos en cualquier proceso de soldadura por fusión de dos metales, como lo son los fenómenos de fusión, enfriamiento, solidificación y esfuerzos térmicos que pueden afectar negativamente el desempeño de las piezas soldadas.5

5 AMERICAN WELDING SOCIETY AWS, Metalurgia de la soldadura - Modulo08, Curso inspector de soldadura AWS. 2012, vol. 2, Miami Florida USA, p 5.

22

Figura 1 Estructura cristalina de los metales.

Fuente: AMERICAN WELDING SOCIETY AWS, Metalurgia de la soldadura - Modulo08, Curso inspector de soldadura AWS. Vol. 2, Miami Florida USA, 2012, p 5.

En la Figura 1 Estructura cristalina de los metales. Se encuentra la estructura FCC la cual puede imaginarse como un cubo con átomos en cada una de los ocho vértices y un átomo en el centro de cada una de las seis caras. Entre los metales con FCC comunes se encuentran el aluminio, cobre, níquel, y aceros inoxidables austeníticos.

La celda unitaria BCT puede describirse tomando una celda unitaria BCC básica, y alongándola en un eje para lograr una forma rectangular, con un átomo en el centro. La martensita, una fase del acero que se forma por un enfriamiento rápido, es una estructura BCT.

La celda unitaria HCP es un prisma hexagonal puede imaginarse como dos hexágonos (seis lados) que forman la parte superior e inferior del prisma. Se ubica un átomo en el centro y en cada punta del hexágono.

Entre los hexágonos superior e inferior, se ubican tres átomos, uno en cada vértice de un triángulo. Entre los metales HCP comunes, se encuentran el zinc, cadmio y magnesio. La celda unitaria BCC puede describirse como un cubo con un átomo en cada uno de los 8 vértices y un único átomo en el centro de la celda. Entre los

23

metales BCC comunes se encuentran el hierro, aceros al carbono, cromo, molibdeno, y tungsteno.6

En estado líquido los átomos de los metales no tienen una organización específica, cuando el metal fundido se acerca a la temperatura de solidificación empiezan a formarse partículas sólidas en los puntos más fríos, llamadas núcleos. La solidificación continúa con el crecimiento de estos núcleos en grandes partículas llamadas granos. Una vez se completa el proceso de solidificación los granos han crecido y se han encontrado unos con otros en limites irregulares. Esta irregularidad de tamaño y forma de granos debidos las diferentes velocidades de enfriamiento y otros factores, como deformaciones mecánicas posteriores, son los responsables de los diferentes comportamientos del sólido en diferentes sectores del mismo.

Figura 2 Nucleación y solidificación del material fundido.

Fuente: AMERICAN WELDING SOCIETY AWS, Metalurgia de la soldadura - Modulo08, Curso inspector de soldadura AWS. Vol. 2, Miami Florida USA, 2012, p 6.

Un metal se solidifica en una estructura cristalina por un proceso conocido como nucleación y crecimiento. En el enfriamiento, grupos de átomos se nuclean (solidifican) sobre impurezas o en lugares del límite líquido - sólido, tales como la interface entre el metal de soldadura fundido y una zona más fría, sin fundir, la zona afectada por el calor. Tales grupos se llaman núcleos y aparecen en gran número. En el metal de soldadura, los núcleos tienden a fijarse a sí mismos a granos existentes de la zona afectada por el calor en la interface de soldadura. Los átomos

6 Ibíd., p 5.

24

continúan solidificándose y se fijan a los núcleos. Cada núcleo crece a lo largo de una dirección preferencial, con los átomos que se alinean en la forma descrita mediante la celda unitaria apropiada para formar un grano de forma irregular, o formación cristalina.7

La Figura 2 Nucleación y solidificación del material fundido. Muestra cómo se forman los granos de metal de soldadura a medida que este metal solidifica, en la parte A, se comienzan a formar en la interface de soldadura, la parte B muestra los granos sólidos formados cuando crecen dichos núcleos originales, debido a que dichos núcleos tienen distintas orientaciones, cuando los granos adyacentes crecen juntos se forman los bordes de grano, la parte C muestra la solidificación completa del metal de soldadura. Los bordes de grano se consideran como discontinuidades, debido a que representan una interrupción en el arreglo uniforme de los átomos.8

3.1.3 Zona Afectada Por El Calor.

En las soldaduras con aporte de calor para fundir los materiales a unir, se presentan efectos en el material que rodea la soldadura, los cambios rápidos de temperatura en estas vecindades pueden inducir cambios metalúrgicos que disminuyan las propiedades mecánicas deseadas, esta área cercana a la soldadura con cambios metalúrgicos es llamada Zona Afectada por el Calor, ZAC.

Hay muchos factores que pueden influir en el tamaño y en las propiedades mecánicas de la ZAC, la composición química de los metales a soldar, la entrada de calor del proceso de soldadura y conductibilidad termina del material son los principales.

En aplicaciones donde el material tiene una gran conductividad térmica o hay factores que aumenten las velocidades de enfriamiento (grades espesores y, o soldaduras en servicio) la entrada de calor debe controlarse por medio de las variables de soldadura para no obtener zonas con propiedades mecánicas no deseables, usualmente altas durezas que implican una baja ductilidad.9

7 Ibíd., p 6. 8 Ibíd., p 6 9 Ibíd., p 5-6.

25

Para calcular la entrada de calor para los procedimientos de soldadura con aporte de calor por arco eléctrico, puede ser usada la siguiente ecuación.

Eq. ( 1 )

Fuente: AMERICAN WELDING SOCIETY AWS, Metalurgia de la soldadura - Modulo08, Curso inspector de soldadura AWS. Vol. 2, Miami Florida USA, 2012, p 11.

Donde:

Q = entrada de calor (kJ/mm),

V = voltaje (V),

I = corriente (A),

S = velocidad de la soldadura (mm/min).

3.1.4 Soldabilidad.

La soldabilidad de los aceros es inversamente proporcional a una propiedad conocida como la templabilidad, que mide la probabilidad de formar estructuras de alta dureza, como la martensita, durante el proceso de soldadura. La templabilidad del acero depende de su composición química, con mayores cantidades de carbono y de otros elementos de aleación la cual es mayor la templabilidad y por lo tanto una soldabilidad menor.

Para poder comparar las soldabilidades de diferentes aleaciones se usa una medida conocida como el Carbono Equivalente (CE). Esta medida puede ser calculada de acuerdo con la Ecuación 2 del Instituto Internacional de Soldadura, IIW por su sigla en inglés:

26

Eq. ( 2 )

Fuente: AMERICAN WELDING SOCIETY AWS, Metalurgia de la soldadura - Modulo08, Curso inspector de soldadura AWS. Vol. 2, Miami Florida USA, 2012, p 12.

El efecto de los diferentes elementos de aleación sobre la soldabilidad es ponderado en la ecuación anterior. A medida que se eleva el CE la soldabilidad es menor; una medida práctica donde podemos esperar que no se presentan problemas de soldabilidad en un acero es 0.50%.10

3.1.5 Calidad De La Soldadura.

La forma básica de medir la calidad de la una soldadura es cuantificar por ensayos destructivos y no destructivos lo siguiente: • Propiedades mecánicas de la soldadura. • Propiedades mecánicas del material alrededor de la soldadura. • Cantidad, tamaño y tipo de defectos presentes (Sanidad de la soldadura). Distintos factores influyen en la calidad de la soldadura incluyendo el método de soldadura, la entrada de calor, los materiales base, el metal de soldadura o de aporte, el diseño de la junta y las interacciones entre todos estos factores.11 3.1.6 Propiedades Y Ensayos Mecánicos.

Algunas de las importantes propiedades de los metales van a ser revisadas, esta discusión está limitada a cinco a categorías de propiedades:

• Resistencia • Ductilidad

10 Ibíd., p 12. 11 Ibíd., p 1-3.

27

• Dureza • Tenacidad • Resistencia a la Fatiga

La resistencia es definida como la capacidad de un material para aguantar una carga aplicada. Hay varios tipos de resistencia dependiendo cada uno de cómo la carga es aplicada al material: resistencia a la tracción, resistencia al corte, resistencia a la torsión, resistencia al impacto y resistencia a la fatiga. La resistencia a la tracción de un metal es descripta como la capacidad del metal para resistir la falla cuando está sujeto a una carga de tracción o de tiro. Dado que los metales son usualmente usados para soportar cargas de tracción, esta es una de las propiedades más importantes para los diseñadores de elementos de máquinas o estructuras metálicas. Cuando una especificación de un metal es examinada, la resistencia a la tracción generalmente está expresada de dos formas. Los términos usados son resistencia a la tracción (ultímate strength) y resistencia a la fluencia (yield strength). Ambos se refieren a diferentes aspectos del comportamiento de un material. La resistencia a la tracción refiere a la máxima carga capaz de soportar el metal, o la resistencia del metal en el punto exacto en que ocurre la rotura.

Ductilidad es un término que se refiere a la capacidad del material para deformarse, o estirarse bajo carga sin romperse. Cuánto más dúctil es un metal, más se va a estirar antes de romperse. La ductilidad es una propiedad importante de un metal, porque puede afectar la rotura del material, ya sea que fuera gradual o repentina cuando el metal es cargado. Si un metal presenta alta ductilidad, generalmente va a romperse gradualmente. Un metal dúctil va a doblarse antes de romperse, lo que es un buen indicador de que el metal ha excedido su punto de fluencia. Los metales poco dúctiles fallan súbitamente, se quiebran repentinamente sin aviso. La ductilidad aumenta con la temperatura.

Un metal con alta ductilidad es denominado dúctil, mientras que un metal con baja ductilidad es denominado frágil o quebradizo. Los materiales frágiles muestran pequeña o ninguna deformación antes de fracturarse. El vidrio es un buen ejemplo de un material frágil. Un metal comúnmente frágil es la fundición de hierro, especialmente la fundición blanca.

La dureza es una de las propiedades mecánicas más comunes y más fácil de medir. Es definida como la capacidad del material para resistir la penetración o impronta. Se aclaró previamente que para los aceros al carbono la dureza y la resistencia a la tracción están relacionadas. La dureza aumenta con la resistencia y viceversa. Por eso, si se conoce la dureza, es posible estimar la resistencia a la tracción, especialmente para aceros al carbono y de baja aleación. Esto es muy útil para determinar la resistencia de un metal sin tener que preparar la probeta de tracción.

28

La tenacidad es la capacidad de un material para absorber energía. De un diagrama de tensión deformación puede determinarse la tenacidad calculando el área bajo la curva de tensión deformación, como se muestra en la Figura 3 Tenacidad de dos Metales estas curvas, muestran que el metal Monel es más tenaz que el acero dulce (mild) porque el área bajo la curva es mayor. Otro término común es la tenacidad de entalla. Ésta difiere de la tenacidad en que se refiere a la capacidad del material de absorber energía cuando la superficie presenta entalladuras, mientras que la tenacidad se refiere a la capacidad de absorción de energía de una muestra sin entallas. La tenacidad de entalla difiere además en que la tenacidad define el comportamiento del material cuando es cargado lentamente, mientras que la tenacidad de entalla refleja la absorción de energía que ocurre cuando es cargado con alta velocidad de carga. Por esta razón, la tenacidad de entalla es conocida como resistencia al impacto. Figura 3 Tenacidad de dos Metales

Fuente: CONTRERAS CRUZ, Jorge Enrique, Clasificación De Los Proceso De Soldadura, Soldadura Boletín Tecnológico. Universidad Nacional de Colombia. 2000.

3.1.7 Procesos De Soldadura.

Centrado nuestra atención en la soldadura de metales (interés del presente documento) y desde un punto de vista práctico hay dos mecanismos básicos para

29

producir la unión de dos metales: Unión en estado sólido y unión en estado líquido.12 Los cuales se observan en la Figura 4 Clasificación de los procesos de soldadura en fase sólida y la Figura 5 Clasificación de los procesos de soldadura (Fase liquida).

Figura 4 Clasificación de los procesos de soldadura en fase sólida

Fuente: CONTRERAS CRUZ, Jorge Enrique. Clasificación de los proceso de soldadura, Soldadura Boletín Tecnológico. Universidad Nacional de Colombia. 2000.

12 CONTRERAS CRUZ, Jorge Enrique. Clasificación de los proceso de soldadura, Soldadura Boletín Tecnológico. Universidad Nacional de Colombia. 2000.

30

Figura 5 Clasificación de los procesos de soldadura (Fase liquida).

Fuente: CONTRERAS CRUZ, Jorge Enrique. Clasificación de los proceso de soldadura, Soldadura Boletín Tecnológico. Universidad Nacional de Colombia. 2000.

3.1.8 Soldadura Por Arco Con Electrodo Revestido O Stick Welding.

Este proceso opera mediante el calentamiento del metal con un arco eléctrico entre un electrodo de metal recubierto, y los metales a ser unidos. La Figura 6 muestra los distintos elementos del proceso de soldadura por arco con electrodo revestido.13

13 AMERICAN WELDING SOCIETY AWS, Op.Cit p.3.

31

Figura 6 Soldadura por arco con electrodo revestido.

Fuente: AMERICAN WELDING SOCIETY AWS, Metalurgia de la soldadura - Modulo03 - Procesos de unión y corte, Curso inspector de soldadura AWS. 2012, Vol. 2, Miami Florida USA, p 4.

Esta ilustración muestra que el arco es creado entre el electrodo y la pieza de trabajo debido al flujo de electricidad. Este arco provee calor o energía para fundir el metal base, metal de aporte y recubrimiento del electrodo. A medida que el arco de soldadura avanza hacia la derecha, deja detrás metal de soldadura solidificado cubierto por una capa de fundente convertido, conocido como escoria. Esta escoria tiende a flotar fuera del metal debido a que solidifica después que el metal fundido haya solidificado, entonces hay menos posibilidad que sea atrapada dentro de la zona de soldadura resultando una inclusión de escoria. Otra característica que es de notar en la Figura 6 Soldadura por arco con electrodo revestido. Es la presencia de gas de protección, el que es producido cuando el recubrimiento del electrodo es calentado y se descompone. Estos gases ayudan al fundente en la protección del metal fundido en la región del arco.

El elemento principal en el proceso de soldadura por arco con electrodo revestido es el electrodo en sí mismo. Está hecho de un núcleo de metal sólido, alambre, cubierto con una capa de fundente granular que se mantiene en el lugar por algún tipo de agente aglutinante. Todos los electrodos de acero al carbono y baja aleación usan esencialmente el mismo tipo de alambre de núcleo de acero, de bajo carbono, acero efervescente. Cualquier aleación es provista por el recubrimiento, debido a que es más económico agregar aleantes de esta manera. El recubrimiento del

32

electrodo es la característica que clasifica a los distintos tipos de electrodos. Realmente sirven para cinco funciones diversas.14

Protección: el recubrimiento de descompone para formar una protección gaseosa para el metal fundido.

Desoxidación: el recubrimiento provee una acción de flujo para remover el oxígeno y otros gases atmosféricos.

Aleante: el recubrimiento provee elementos aleantes adicionales para el depósito de soldadura.

Ionización: el recubrimiento mejora las características eléctricas para incrementar la estabilidad del arco.

Aislación: la escoria solidificada provee una cobertura de aislación para disminuir la velocidad de enfriamiento del metal (el efecto menos importante).

3.1.9 Electrodos Revestidos Proceso Smaw.

Las Especificaciones de la American Welding Society A5.1 y A5.5 describen los requerimientos para los electrodos de acero al carbono y de baja aleación respectivamente. Describen las distintas clasificaciones y características de esos electrodos en la Figura 7 Nomenclatura electrodos revestidos (Proceso SMAW). Figura 7 Nomenclatura electrodos revestidos (Proceso SMAW).

14 Ibíd. p 4.

33

Fuente: AMERICAN WELDING SOCIETY AWS, Metalurgia de la soldadura - Modulo03 - Procesos de unión y corte, Curso inspector de soldadura AWS. Vol. 2, Miami Florida USA, 2012, p 5.

Se establece que para electrodo la identificación consiste en una “E”, seguida por cuatro o cinco dígitos. Los primeros dos o tres números se refieren a la mínima resistencia a la tracción del metal de soldadura depositado. Esos números expresan la resistencia mínima a la tracción en miles de libras por pulgada cuadrada. Por ejemplo, “70” significa que la resistencia del metal soldadura depositado es al menos 70.000 psi.

Los números siguientes se refieren a las posiciones en las cuales el electrodo puede ser usado. Una “1” indica un electrodo que es apto para ser usado en cualquier posición. Un “2” indica que el metal fundido es tan fluido que el electrodo sólo puede ser usado en las posiciones plana o filete horizontal. Un “4” significa que el electrodo es apto para soldar en progresión descendente. El número “3” no está asignado.

El último número describe otras características que son determinadas por la composición del revestimiento presente en el electrodo. Este recubrimiento determinará las características de operación y corriente eléctrica recomendada: AC (corriente alterna), DCEP (corriente continua, electrodo positivo), DCEN (corriente continua, electrodo negativo).15 Todas estas características se pueden identificar en la Tabla 1 Significado ult digito nomenclatura electrodos revestidos (SMAW). Y la Tabla 2 Sufijos en la nomenclatura electrodos revestidos (Proceso SMAW).

15 Ibíd., p 5.

34

Tabla 1 Significado ult digito nomenclatura electrodos revestidos (SMAW).

Fuente: AMERICAN WELDING SOCIETY AWS, Metalurgia de la soldadura - Modulo03 - Procesos de unión y corte, Curso inspector de soldadura AWS. Vol. 2, Miami Florida USA, 2012, p 5.

Por otra parte, es importante resaltar que aquellos electrodos que terminan en “5”, “6” u “8” se clasifican como del tipo de “bajo hidrógeno”. Para mantener este bajo contenido de hidrógeno (humedad), deben ser almacenados en su envase original de fabricación o en un horno de almacenamiento aceptable. Este horno debe ser de calentamiento eléctrico y debe tener una capacidad de control de temperatura en un rango de 150 a 350 F. Debido a que este dispositivo ayuda a mantener el bajo contenido de humedad (menor al 0,2%) y debe ser ventilado en forma adecuada. Cualquier tipo de electrodo de bajo hidrógeno que no será usado inmediatamente deberá ser colocado en el horno de mantenimiento, tan pronto como su contenedor hermético sea abierto. La mayor parte de los códigos requieren que los electrodos de bajo hidrógeno sean mantenidos a una temperatura mínima del horno de 120° C (250 F) luego de ser quitados del contenedor sellado correspondiente.16

16 Ibíd., p 6.

35

Tabla 2 Sufijos en la nomenclatura electrodos revestidos (Proceso SMAW).

Fuente: American Welding Society Aws, Metalurgia de la soldadura - Modulo03 - Procesos de unión y corte, Curso inspector de soldadura AWS. Vol. 2, Miami Florida USA, 2012, p 6.

3.1.10 Equipo De Soldadura Para Proceso SMAW.

El equipo para soldadura por arco con electrodo revestido es relativamente simple, como se puede ver en la Figura 8. Un borne de la fuente de potencia es conectado a la pieza a ser soldada y el borne opuesto va a la pinza porta de electrodo en la cual el soldador ubica el electrodo a ser consumido. El electrodo y el metal base son fundidos por el calor producido por el arco eléctrico de soldadura creado entre la punta del electrodo y la pieza de trabajo cuando son llevados cerca uno del otro. La fuente de potencia para la soldadura por arco con electrodo revestido es tomada como una fuente de suministro de corriente constante que tiene una característica descendente. Esta terminología puede ser más fácilmente comprendida observando la curva característica voltaje-amperaje (V-A) de este tipo de fuente de potencia.

Como se puede ver en las curvas típicas voltaje-amperaje de la Figura 9, un decrecimiento en el voltaje del arco dará como resultado un incremento correspondiente en la corriente del arco. Esto es significativo desde el punto de vista del control de proceso, porque el voltaje del arco está directamente relacionado con la longitud del arco (distancia del electrodo a la pieza de trabajo). Esto es, en la medida que el soldador mueve el electrodo acercándolo o alejándolo de la pieza de trabajo, el voltaje del arco está realmente disminuyendo o aumentando

36

respectivamente. Este cambio de voltaje se corresponde con cambios en la corriente del arco, o la cantidad de calor que se crea por el arco de soldadura.17

Tomando en cuenta lo anterior es fundamenta resaltar que, cuando el soldador aleja el electrodo de la pieza de trabajo, se incrementa la longitud del arco que reduce la corriente y en consecuencia reduciendo el calor introducido a la soldadura. Un arco de soldadura más corto resulta en una mayor corriente del arco y entonces se incrementa el calentamiento. Por esto, a pesar de que hay un control en la corriente de la máquina de soldar, el soldador tiene cierta capacidad de alterar la corriente del arco, manipulando el electrodo para obtener longitudes de arco mayores o menores.18

Figura 8 Equipo típico de soldadura por arco con electrodo revestido

Fuente: Inge mecánica: Soldadura por arco con electrodo revestido, tutorial N°45. México DC, 2012, p 2.

La Figura 9 también ilustra como dos curvas V-A diferentes pueden producir distintas respuestas de corriente. Porque la curva más baja tiene menor inclinación que la superior, se obtiene un cambio mayor de la corriente del arco para una longitud de arco dada (voltaje). Las fuentes de potencia modernas tienen controles que varían el voltaje del circuito abierto (OCV) y la inclinación para producir una corriente de soldadura que tenga un buen control del operador y una magnitud apropiada.

17 Ibíd., p 6. 18 Ibíd., p 7.

37

Figura 9 Curva de Voltaje – Amperaje para una Fuente de Corriente Constante.

Fuente: AMERICAN WELDING SOCIETY AWS, Metalurgia de la soldadura - Modulo03 - Procesos de unión y corte, Curso inspector de soldadura AWS. Vol. 2, Miami Florida USA, 2012, p 7.

3.1.11 Soldaduras En Servicio.

Entendiendo soldadura en servicio (In-Service Welding) como la aplicación de soldadura en una tubería con caudal y presión interna de algún fluido como agua, gas o hidrocarburo. Al ejecutar soldaduras en servicio se requiere tener en cuenta dos importantes asuntos a saber: La perforación de la línea del termino en (burning-through) y el agrietamiento inducido por hidrogeno HIC por sus siglas en inglés (Hydrogen induced Cracking), estas dos preocupaciones primarias son descritas en los siguientes numerales.

a) Ambos fenómenos son igualmente indeseables y opuestos, esto significa que las acciones que evitan la ocurrencia de uno de ellos favorecen la ocurrencia del otro. b) En ambos tienen una pronunciada influencia las variables relacionadas a la energía calorífica que penetra a la pieza y las condiciones de disipación del calor (calor de entrada de la soldadura, temperatura de precalentamiento y el coeficiente de transferencia de calor por convección).19

19 PRCI PIPELINE RESEARCH COUNCIL INTERNATIONAL, INC. Updated pipeline repair manual. Vol. 6, Houston Texas. 2006, P 105.

38

3.1.12 Perforación De La Línea (Burning Through).

Al realizar soldaduras en paredes delgadas (menores a 0.250”) se tiene el riesgo de atravesar la pared de la tubería al fundir por completo el espesor. Este efecto de la soldadura es llamado Figura 10 Perforación de la línea (Burning-Through).

Figura 10 Perforación de la línea (Burning-Through).

Fuente: Prci Pipeline Research Council International, Inc. Updated pipeline repair manual. Vol. 6. Houston Texas, 2006, P 101

La perforación de la línea es un efecto directo de la penetración de la soldadura que ocasiona la fusión de la pared interna. La penetración aumenta cuando la entrada de calor incrementa resultado directo del aumento de corriente. Se puede considerar que la pared interna del material es perforada cuando alcanza una temperatura crítica 982°C20

El riesgo de perforación en soldadura en servicio se aumenta por acción de la presión interna, puesto que a realizar el proceso y fundirse parte del material base, se pierde temporalmente capacidad portante, de modo que para efectos de resistencia se puede asumir que no existe, es decir, que dicho espesor de pared desaparece en la zona.

Además, la zona afectada por el calor, 21 aunque no fluida si modifica sus propiedades de resistencia, por lo cual para efectos prácticos y conservadores se

20 Ibid., p 105. 21 Ibid., p 106

39

tiene en cuenta al momento de asumir el espesor desaparecido. El efector de esta “perdida de material” puede calcularse como un defecto de pérdida de espesor según lo especificado en el documento ASME B31G.

3.1.13 Reparación Mediante Camisas.

Este método aplica para reparar secciones de tubería, que presentan defectos mecánicos o por corrosión, tales como perdidas de espesor internas o externas, abolladuras, arrugas, agrietamientos, y daños mecánicos en general, este método permite restablecer completamente las condiciones operativas de las tubería reparada, puesto que además de restituir el espesor efectivo, también asume las cargas mecánicas de la sección, impidiendo el crecimiento mecánico de defectos y alargando la vida útil por corrosión.

Camisa dividida Tipo B: Split Sleeve – Accesorio para la reparación de tuberías el cual consta de dos mitades semicirculares de acero que se colocan alrededor de la sección a reparar del oleoducto y se sueldan entre sí mediante dos soldaduras longitudinales.22 Así como se muestra en la Figura 11 Camisas divididas Tipo B.

Figura 11 Camisas divididas Tipo B.

Fuente: Procedimiento Seguro para Instalación de Camisas Tipo B. Compañía especialista MASA, Mecánicos Asociados S.A.S. P 3.

22 Procedimiento Seguro para Instalación de Camisas Tipo B. Compañía especialista MASA, Mecánicos Asociados S.A.S. P 3.

40

Camisa contenedora de presión o PCS: Pressure Containment Sleeve (PCS) – Camisa dividida diseñada para soportar la Máxima Presión de Operación del Oleoducto en el sitio de la reparación. Sus extremos serán soldados a la tubería mediante soldaduras de filete, asi como se muestra en la Figura 12 Partes del conjunto Camisas divididas Tipo B – Tubería

Figura 12 Partes del conjunto Camisas divididas Tipo B – Tubería

Fuente: Procedimiento Seguro para Instalación de Camisas Tipo B. Compañía especialista MASA, Mecánicos Asociados S.A.S. P 3.

41

4 METODOLOGIA EXPERIMENTAL

Para establecer la reparación de las tuberías de línea en servicio, se dispuso de un procedimiento elaborado y aplicado en dichas reparaciones a nivel nacional por empresas contratistas con alta experiencia. A continuación, se definen los elementos requeridos necesarios para reparar las tuberías de línea que transportan hidrocarburos:

4.1 GEOMETRIA

Las camisas pueden tener configuraciones variadas, pero en general existen de dos tipos: Figura 13 Camisas sencillas o camisas sobre anillos que permiten la ovalidad, la curvatura o un elemento sobre la tubería que no permita un buen ajuste de una camisa sencilla.23

Figura 13 Camisas sencillas

Fuente: Prci Pipeline Research Council International, Inc. Updated pipeline repair manual. Houston Texas, vol.6. 2006, p 17.

En general, cuando se repara y hay espacio entre la camisa y la tubería se rellena el espacio libre con un epóxico fluido y endurecible de alta resistencia a la compresión para garantizar la correcta transferencia de esfuerzos mecánicos.24

23 Ibíd. p 4. 24 Ibid. p 23.

42

Las soldaduras longitudinales no van en contacto con la tubería principal, estas se realizan utilizando una platina de respaldo (Backing) en alguna de las opciones mostradas en la Figura 14.25

Figura 14 Opciones de platinas de respaldo en tuberías

Fuente: Prci Pipeline Research Council International, Inc. Updated pipeline repair manual. Houston Texas, vol. 6. 2006, P 25.

4.2 TAMAÑO DE LAS SOLDADURAS

La pierna (tp) de las soldaduras de filete circunferenciales en los extremos de las camisas debe cumplir con lo especificado en la Figura 15, de manera que la altura sea proporcional al espesor del conjunto de materiales (Camisa-Niple). Si el espesor de la camisa es mayor al tubo, los bordes circunferenciales superiores de la camisa deben ser biselados mediante una transición no mayor a 45° hasta llevar al espesor del tubo, el depósito de la soldadura debe ser máximo el espesor del tubo.

25 Ibid. p 25.

43

Figura 15 Diseño de junta de filete circunferencial entre camisa y tubería.

Fuente: Procedimiento Seguro para Instalación de Camisas Tipo B. Compañía especialista MASA, Mecánicos Asociados S.A.S. P 7.

La longitud mínima de la camisa será 4” o medio diámetro de la tubería a reparar. La longitud máxima está limitada por la que pueda ser económicamente fabricada en una sola pieza. Los extremos de la camisa deben sobrepasar el defecto a reparar en por lo menos 2” a cada lado. La longitud de los collares o anillos debe ser tal que los extremos se traslapen o sobresalgan sobre los superiores o inferiores por lo menos 2”. El extremo de la camisa debe quedar centrado sobre el collar o anillo.26

La distancia entre una soldadura circunferencial del tubo y el talón de la soldadura de filete de la camisa o la distancia entre talones de soldadura de dos camisas adyacentes deben ser de por lo menos medio diámetro exterior de la tubería como lo muestra la Figura 16.

26 Ibid, p 28.

44

Figura 16 Distancia entre talones de soldadura.

Fuente: AMAYA VANEGAS, Efraín. Calificación e Implementación de un Procedimiento de Soldadura FCAW para soldaduras en servicio en labores de mantenimiento en un material API 5L x70 Cuantificando los Riesgos de Agrietamiento por hidrogeno de líneas de tuberías. Bogotá: Universidad Libre de Bogotá, 2011, p 28.

Si es necesario, la camisa puede cubrir la soldadura circunferencial, en este caso la distancia entre una soldadura circunferencial del tubo y el talón de la soldadura de filete de la camisa debe ser por lo menos 2” tan como lo muestra la Figura 17.

Figura 17 Distancia entre talones de soldadura.

Fuente: AMAYA VANEGAS, Efraín. Calificación e Implementación de un Procedimiento de Soldadura FCAW para soldaduras en servicio en labores de mantenimiento en un material API 5L x70 Cuantificando los Riesgos de Agrietamiento por hidrogeno de líneas de tuberías. Bogotá: Universidad Libre de Bogotá, 2011, p 28.

45

4.3 MATERIAL BASE DE LAS CAMISAS

Para el caso de estudio, tubería de referencia API 5L X42, los materiales que se pueden utilizar en la manufactura de las camisas divididas son:

a) Acero de tubería API 5L X42 para la fabricación de las camisas divididas. b) Aceros de clasificación PLS 1 según norma API 5L, teniendo en cuenta los

siguientes criterios:

• Que sean aceptados por el ASME B31.4 – Tabla 423.1 Material Standards.

• Carbono Equivalente inferior o igual a 0.45%, de acuerdo con la ecuación 2 del Instituto Internacional de Soldadura, IIW por su sigla en inglés.

• Esfuerzos de fluencia SMYS mayores o iguales a 42.000 psi.

Las camisas pueden ser manufacturadas utilizando tubos cortados, maquinados y rolados de acuerdo con las especificaciones. Si las camisas son fabricadas partiendo de tubería, se debe descartar la soldadura longitudinal, incluyendo la zona afectada por el calor y verificar que la superficie interna y externa de la tubería se encuentre libre de defectos.27

4.4 CALCULO DEL ESPESOR DE PARED DE LA CAMISA DE 10 PULGADAS.

En el cálculo del espesor intervienen las siguientes variables:

MAOP Presión máxima permitida de operación del sitio (psi).

SMYSp Esfuerzo de fluencia de la tubería (psi).

SMYSs Esfuerzo de fluencia de la camisa o anillo (psi).

tp Espesor de pared de la tubería (pulgadas)

27 Ibíd., p 2-3.

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Ts Espesor efectivo de la camisa o anillo (pulgadas)

ODp Diámetro externo de la tubería (pulgadas).

ODs Diámetro externo de la camisa (pulgadas).

El espesor mínimo de las camisas o de los anillos, ya sean en configuraciones sencillas o múltiples, será establecido por la Ecuación 3 y la Ecuación 4

Eq. ( 3 )

Fuente: ASME B31.4

Eq. ( 4 )

Fuente: ASME B31.4

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4.5 DOCUMENTOS DE REFERENCIA

En general los códigos, normas y especificaciones son documentos que rigen y regulan actividades industriales. Los documentos que establecen lineamientos para las actividades relacionadas con la industria de la soldadura tienen el propósito de asegurar que solo se producirán bienes soldados seguros y confiables, y que las personas relacionadas con las operaciones de soldadura están calificadas y no estarán expuestas a peligros indebidos ni a condiciones que pudieran resultar dañinas a su salud.28

Todas los operarios o personal de mantenimiento que participa en la producción de bienes soldados ya sean diseñadores, fabricantes, proveedores de productos y servicios, personal de montaje, soldadores o inspectores, tienen la necesidad de conocer los documentos que aplican a sus actividades particulares. Los códigos, las especificaciones y otros documentos de uso común en la industria tienen diferencias en cuanto a su extensión, alcance, aplicabilidad y propósito.29

Asme Boiler And Pressure Vessel – Code Reference

El termino ASME son las siglas con las que se le conoce a los códigos aplicados a la Ingeniería Mecánica. Esta agrupación de información técnica presenta una serie de libros conocidos como NORMAS tendientes a la normalización en la fabricación, inspección y control de calidad de ciertos artículos. Este código está dividido en 11 secciones identificadas con números romanos. Del interés de este documento está la sección IX llamada del termino en inglés “Welding and Brazing Qualification” donde se describen los requerimientos para la calificación de los procedimientos de soldadura y soldadores que se utilizarán en la construcción de tanque y recipientes de presión.30

Asme B31.4 – Liquid Transportation Systems For Hydrocarbons.

Esta sección del código prescribe requisitos para el diseño, construcción y reparación de tubería que transporta líquidos tales como petróleo crudo,

28 ANSI Z49.1, Safety in Welding Cutting and Allied Processes By AWS. 2007, p 1 . 29 API Standard 1104, “Welding Of Pipelines And Related Facilities”. Twentieth Edition, November. Alcance Apéndice B, 2013, p 60. 30 AMERICAN WELDING SOCIETY AWS, Op.Cit. p 5.

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condensados, gasolina natural, líquidos de gas natural, gas licuado de petróleo, alcohol líquido, amoniaco anhidro líquido y productos derivados del petróleo.31

Api 1104 – Welding Of Pipelines And Related Facilities.

Esta norma establece metodologías que permiten obtener soldaduras de alta calidad en tubería empleada en la compresión, bombeo y transmisión de petróleo crudo, productos derivados del petróleo y gases combustibles. Presenta métodos para la calificación de procedimientos y soldadores para la producción de soldaduras aceptables usando procesos, equipos y materiales aprobados. También presenta métodos para la realización de ensayos no destructivos adecuados, a fin de asegurar un aseguramiento de la calidad de la soldadura. También incluye los estándares de aceptabilidad y reparación para defectos de soldadura.32

4.6 EQUIPOS DE SOLDADURA PARA TRABAJO EN CAMPO

Para el propósito de estudio, se utilizaron equipos de soldadura tipo Moto-soldadores DIESEL RANGER 305D LINCOLN, este equipo multipropósito de trabajo pesador puede implementar los procesos SMAW, GMAW, FCAW, GTAW y SAW y lo vemos en la Figura 18 Equipo Moto soldador Diesel multiprocesos.

31 AMERICAN WELDING SOCIETY AWS, Op.Cit, p 7. 32 AMERICAN WELDING SOCIETY AWS, Op.Cit. p 8.

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Figura 18 Equipo Moto soldador Diesel multiprocesos.

Fuente: Lincoln Electric. Máquina Ranger 250, Brochure Edición 2013.

4.7 MATERIALES DE SOLDADURA PROCESO SMAW

Los materiales de aportes se conocen como electrodos, por lo tanto, un electrodo revestido consiste en una varilla metálica, con recubrimiento relativamente grueso, que protege el metal fundido de la atmósfera; mejora las propiedades del metal de soldadura y estabiliza el arco eléctrico.33 En la Tabla 3 Propiedades mecánicas y composición química del electrodo E7018 se observa un claro ejemplo.

33 AMERICAN WELDING SOCIETY AWS, Op. Cit. P 6.

50

Tabla 3 Propiedades mecánicas y composición química del electrodo E7018

Fuente: Catalogo Electrodos de Soldadura 2016 Lincoln Electric, 2016, P 7. West arco

4.8 IMPLEMENTACIÓN DEL PROCEDIMIENTO DEL SOLDADURA

El procedimiento de soldadura se realizó basado en experiencia de la aplicación de la soldadura, por esto fue necesario realizar pruebas experimentales para verificar y validar los planteamientos teóricos y los supuestos asumidos en el diseño del procedimiento. Para poder concluir que lo planteado en el desarrollo teórico expuesto es correcto y refleja convenientemente la realidad, fue necesario realizar la siguiente prueba experimental como se muestra en la Figura 19.34

34 API Standard 1104, Op. Cit. , p 59.

51

Figura 19 Soldadura de camisas dividas tipo B

Lo primero que se realizó para la ejecución de este proyecto es gestionar la adquisición de los materiales, solicitar a alguna de las empresas que ejecutan en la actualidad estas actividades los procedimientos de reparación de las tuberías de línea, recolectar información con empresas donde se encuentran instaladas las tuberías en servicio que transportan el crudo a las diferentes estaciones, la principal información que se recolecto fue presión de operación, temperatura de servicio, caudal, composición, preparación de los niples y camisas para la aplicación de las soldaduras.35 Como se muestra en la Figura 20 Alistamiento de camisas dividas tipo B.

35 Procedimiento Seguro para Instalación de Camisas Tipo B. Op. Cit. P 7.

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Figura 20 Alistamiento de camisas dividas tipo B

Figura 21 Preparación de camisas dividas tipo B

Luego se debe aplicar el WPS soldando una tubería de acero al carbono con la colaboración de un soldador experimentado y calificado. El soldador una vez haya terminado el proceso de soldeo del tubo que se muestra en la Figura 21 Preparación de camisas dividas tipo B, se determinarán la cantidad de probetas para realizar los ensayos mecánicos para la calificación de este, cabe aclarar que, si los ensayos de calificación del procedimiento de soldadura su resultado es satisfactorio, la habilidad del soldador también queda calificada. Después de realizar todo lo anterior, se procedió simular una fisura en la unión soldada con un disco de corte mediante pulidora, para luego proceder a la instalación del niple con la adaptación del sistema de flujo a presión con agua como lo establece el código y el conjunto de camisas metálicas tipo B. La calificación del procedimiento de soldadura del niple soldado

53

del término en inglés (PQR-Procedure Quialification Récord)-Registro de Calificación del Procedimiento se realizará bajo el esquema de la Tabla 4.36

Tabla 4 Tipo y número de probetas de ensayo para calificación del proced. de soldadura.

Fuente: API Standard 1104, “Welding of pipelines and Related Facilities”. Twentieth Edition, November 2013. Capítulo 5, p 10.

4.8.1 Secuencia De La Soldadura.

Una vez se instaló la camisa sobre las marcas establecidas y sea ajustada mediante grapas. Debe realizarse la soldadura longitudinal, manteniendo las grapas instaladas hasta que la soldadura esté terminada en un 50%. Luego se retiran las grapas y se finaliza la soldadura longitudinal restante. Enseguida se realizan las soldaduras de filete circunferenciales. Es importante que se termine una soldadura circunferencial completamente antes de iniciar con la otra, las dilataciones térmicas pueden romper las soldaduras incompletas.37

36 API Standard 1104, Op. Cit p 59. 37 API Standard 1104, “Welding of pipelines and Related Facilities”. Twentieth Edition, November 2013. Capítulo 7.

54

4.8.2 Procedimiento De Soldadura En Filete.

Se aplicó la soldadura de filete simulando en una camisa, siguiendo los parámetros del procedimiento de soldadura diseñado en una tubería de acero al carbono de especificación API 5L X42 de diámetro mayor o igual a 10” y espesor de ¼” (0.250”). Esta soldadura se aplicó en posición fija con orientación horarias 12, 9, 6 y 3 en una longitud mínima de 4”. Como se muestra esquemáticamente en la Figura 22 y Figura 23.

Para el desarrollo de la actual propuesta, en una sección de la tubería se realizó una prueba intentando perforar la tubería intencionalmente con un disco para corte mediante pulidora como se muestra en la Figura 22; se solicitó al tubero que la perforación no excediera 3” de longitud y 1/8” de ancho.

Figura 22 Diseño de verificación experimental.

Fuente: AMAYA VANEGAS, Efraín. Monografía: Calificación e Implementación de un Procedimiento de Soldadura FCAW para soldaduras en servicio en labores de mantenimiento en un material API 5L x70 Cuantificando los Riesgos de Agrietamiento por hidrogeno de líneas de tuberías. Bogotá: Universidad Libre de Bogotá, 2011. p 48.

El tamaño de la soldadura de filete aplicada de acuerdo con los criterios de diseño expuestos en el capítulo B2 (según API 1104, Apéndice B) fue mínimo el espesor de la tubería: 0.250”, la secuencia de deposición de pases es la especificada en el procedimiento como se muestra en la Figura 24.

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Siguiendo los procedimientos establecidos en el presente trabajo, se realizaron las soldaduras en las cuatro (4) posiciones horarias. También se hizo el montaje de las camisas de prueba con ayuda de grapas de alineación, se instaló la platina de respaldo de la soldadura longitudinal, sirviendo este a su vez como sifón térmico para evitar sobre calentamientos previniendo perforaciones por exceso de penetración en la junta en “V” y se verifico que la luz entre tubería y camisa no supere 1/16” como establece el manual práctico de instalación de camisas.

Figura 23 Ins. de camisas divididas de prueba que tipo de prueba Hidrostáticas

Fuente: API Standard 1104, “Welding of pipelines and Related Facilities”. Twentieth Edition, November 2013. Apéndice B.5, p 63.

Figura 24 Secuencia de aplicación de cordones de soldadura Parte 1

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Fuente: Informe de Calidad de los productos de proceso, Ecopetrol Barrancabermeja Santander, 2011, p 5-9.

4.9 RECOLECCION DE LOS DATOS EN LAS PRUEBAS E INSP.

Durante la prueba de verificación experimental se tomaron los siguientes datos:

• Variables de soldadura en cada cordón aplicado: Voltaje, Corriente, longitud del cordón y tiempo, para el cálculo de las entradas de calor para cada cordón de soldadura aplicado (Q en KJ/in).

El proceso de soldadura que se aplicó fue SMAW (Soldadura por arco con electrodo revestido), teniendo en cuenta las recomendaciones del fabricante de los materiales de aporte para el control de la corriente de entrada y manteniendo controladas todas las variables de soldadura del procedimiento de soldadura elaborado, el voltaje y corriente se midió por medio de una pinza voltiamperimetrica.

4.9.1 Inspecciones Y Ensayos.

Al finalizar las pruebas de soldadura se realizaron las siguientes inspecciones y ensayos:

a) Inspección visual de las soldaduras longitudinales y circunferenciales (faltas de fusión, porosidad, grietas, etc.) y la evidencia de perforación de la tubería. b) Se cortaron probetas tipo testigo de las soldaduras conforme al código API 1104, según apéndice B, validando las propiedades mecánicas con ensayos destructivos, de acuerdo con la cantidad descrita en la Tabla 3 y Figura 25.

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Figura 25 Ubicación de probetas para ensayos de calificación del procedimiento de soldadura.

Fuente: Informe de Calidad de los productos de proceso, Ecopetrol

Barrancabermeja Santander, 2011, p 5-9

c) Se cortaron probetas Figura 41 y realizaron ensayos metalográficos para las diferentes zonas del proceso de soldadura, una el metal base, una en la soldadura y otra en la zona térmicamente afectada por el calor como se muestra en las Figuras 47, 48 y 49. d) Dado que la soldabilidad de tuberías en acero al carbono (API 5L X42) requiere de altos aportes de energía (calor) para poder fusionar correctamente los materiales, produciendo soldaduras libres de defectos indeseables, se debe realizar microscopia avanzada para determinación de creación de fases primarias y/o secundarias (ferrita widmanstatten) que afectan la soldabilidad o la respuesta de la unión soldada y su conjunto en general, en tal virtud de este planteamiento se plantea el uso de SEM (Scanning Electrón Microscopy) microscopía electrónica de barrido en las tres zonas de interés como son el material base, el material de soldadura y el ZAC.

e) Se realizaron pruebas de micro dureza (Vickers) en las tres zonas principales de la unión soldada, lo cual comprendió material base, material de soldadura y zona térmicamente afectada por el calor.

58

f) Durante la soldabilidad de las camisas divididas se realizó una prueba hidrostática instalando niples en cada una de las tapas del tubo madre, las cuales previamente se soldaron para garantizar su hermeticidad. Se aplicó una carga hidráulica usando agua como medio de trabajo, el cual es recomendado por el código de soldadura API 1107, succionando el líquido desde una caneca industrial de 100 Galones, de manera que pueda crear en el bombeo la recirculación y optimice la perdida de agua del sistema. El procedimiento se debe establecer a partir de las variables esenciales de la prueba que son la presión de operación, caudal, temperatura y sustancia que contiene la tubería; Para tal fin se debe consultar en la literatura los parámetros de interés y de esta forma iniciar con un replanteo del experimento.38

g) Se realizaron ensayos mecánicos para la calificación del WPS como se muestra en la figura 25, determinando con estos las propiedades de resistencia a la tracción, a la fluencia, ductilidad, revelar la sanidad de la soldadura y la tenacidad.

La presión hidrostática de prueba se puede determinar mediante la Ecuación 5:

Eq. ( 5 )

Fuente: ASME B31.3-2010, Process Piping. 2010, p 55.

Donde:

Pph = Presión de Ph en Psi

Pd = Presión de diseño en Psi

Stp = Esfuerzo permisible a la temperatura de Ph en Psi

Std = Esfuerzo permisible a la temperatura de diseño en Psi

38 Informe de Calidad de los productos de proceso, Año 2011, Ecopetrol

Barrancabermeja Santander, p 5-9.

59

5 ANÁLISIS Y RESULTADOS.

Una vez se realizó todas las pruebas y ensayos mencionados en el capítulo de metodología experimental, se procede a presentar los resultados y discusión de los mismos.

Se realizó la inspección visual de las soldaduras circunferencial y longitudinal de las camisas para emitir el concepto de aceptación o rechazo si es necesario, para nuestro caso práctico el resultado fue satisfactorio (Figura 26 Cupón de prueba soldado según WPS) , debido a no presenta imperfecciones relevantes superficiales como faltas de fusión, excesos de porosidad, fisuras, etc. Los resultados obtenidos para la inspección visual se encuentran en los documentos anexos.

Figura 26 Cupón de prueba soldado según WPS

Después de la inspección visual directa a las juntas soldadas de la camisa, se trazaron y se cortaron las probetas para realizar los ensayos mecánicos para demostrar la sanidad del WPS. Las probetas se cortaron de acuerdo con la Tabla 3, teniendo en cuenta que los espesores son menores que 1/2".

El ensayo de tracción se preparó de acuerdo con el Capítulo 5, sección 5.6.2 del código API 1104, teniendo en cuenta la geometría y dimensiones recomendadas. Las probetas para el ensayo de resistencia a la tracción (Figura 27 Modelo geométrico para probetas del ensayo de tracción), para este ensayo mecánico, se obtuvieron valores de esfuerzo de tensión y esfuerzo de fluencia mayores a los esfuerzos teóricos del material base soldado. Los valores de esfuerzo de fluencia y último que se obtuvieron con el ensayo de tracción fueron 485 MPa (70.3 Ksi) y

60

566.1MPa (85 Ksi). Las zonas de falla corresponden fuera del material de soldadura aportado a la junta como se muestra en las Figuras 28 y 29, por ende, es satisfactorio el ensayo practicado.

Figura 27 Modelo geométrico para probetas del ensayo de tracción

Figura 28 Probeta de ensayo de tracción N°1

Figura 29 Probeta de ensayo de tracción N°2

61

Grafica 1. Grafico del ensayo de Esfuerzo (σ) vs Deformación (ε) unitaria para tres probetas de la unión soldada para el acero API 5L

Figura 30 Grafico del ensayo de Esfuerzo (σ) vs Deformación (ε)

0.00 0.05 0.10 0.15 0.20 0.25 0.30 0.35 0.40

0

50

100

150

200

250

300

350

400

450

500

550

600

650

Es

fue

rzo

(M

Pa

)

Deformacion Unitaria ()

Probeta 1

Probeta 2

Probeta 3

Acero API 5L

El ensayo de sanidad (Nick Break) se logró realizar a partir de las probetas preparadas según API 1104 Capitulo 5, sección 5.6.3. se cortaron de 230 mm (9 pulgadas) de largo, aproximadamente, y 25 mm (1 pulgada) de ancho, aproximadamente, y pueden ser cortadas a máquina o con oxicorte. Se les debe hacer una ranura con una sierra a cada lado y al centro de la soldadura; cada ranura debe ser de 3 mm (1/8 de pulgada) de profundidad, aproximadamente como se muestra en a Figura 31.

62

Figura 31 Modelo de probetas para el ensayo de sanidad (Nick Break)

Fuente: Código API 1104Welding Of Pipelines and Related Facilities 2014

De acuerdo con los resultados obtenidos en el ensayo de Nick Break, se pudo observar que presentaron penetración y fusión completa. Las dimensiones más grandes de las porosidades no excedieron 1,6 mm (1/16 de pulgada), y el área combinada de todas las porosidades no excedieron el 2 % del total del área de la superficie expuesta. Los anchos de las inclusiones de escoria no excedieron 0,8 mm (1/32 de pulgada), y su longitud no excedió de 3 mm (1/8 de pulgada) o la mitad del espesor nominal de la pared. Las superficies expuestas del ensayo de sanidad se muestran en la Figura 32.

63

Figura 32 Zona de falla de probetas para el ensayo de Nick Break en juntas long.

Figura 33 Zona de falla de probetas para el ensayo de Nick Break en juntas circunf.

Probetas de doblez guiado se prepararon según Capítulo 5, sección 5.6.4, se cortaron de 230 mm (9 pulgadas) de largo, por 25 mm (1 pulgada) de ancho, aproximadamente, y sus bordes largos deben ser redondeados. Los bordes se pueden hacer con una máquina de corte o con oxicorte. El sobre espesor de cara y de raíz deben ser removidos y nivelado con la superficie de la probeta.

64

Estas superficies deben ser lisas y cualquier raya que exista debe ser ligera y transversal a la soldadura como se muestra en la Figura 33.

Figura 34 Modelo probetas ensayo de doblez guiado para juntas Long y circunf.

Fuente: Código API 1104Welding Of Pipelines and Related Facilities 2014

De acuerdo con los resultados obtenidos en el ensayo de doblez guiado de cara y raíz, se pudieron observar superficies libres de grietas y defectos en cualquier dirección que excedieran 1/8” o la mitad del espesor nominal de pared, para una mejor ilustración lo podemos observar de la Figura 35 a la Figura 38.

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Figura 35 Modelo probetas ensayo de doblez guiado para juntas circunf.

Fuente: Código API 1104Welding Of Pipelines and Related Facilities 2014

Figura 36 Ensayo de doblez de cara probeta N°1 junta longitudinal

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Figura 37 Ensayo de doblez de cara probeta N°2 junta longitudinal

Figura 38 Ensayos de doblez de raíz juntas N°1 y 2 longitudinales

Figura 39 Ensayo de doblez guiado para probetas de soldadura circunferencial de filete sobre camisa.

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Las probetas para el ensayo de macro ataquen de la sección transversal (Figura 39) se cortaron al menos 13 mm (1/2 pulgada) de ancho como lo establece el apéndice B, sección B.4

Para cada probeta de ensayo de macro ataque de la sección transversal, se debería rectificar al menos una cara con un abrasivo de grano fino No. 600 y se atacará con una sustancia apropiada, tal como per sulfato de amonio o ácido clorhídrico diluido, para dar una definición clara de la estructura de la soldadura.

Figura 40 Modelo de probeta para ensayo de Macro ataque en soldadura de filete circunferencial sobre camisa.

La inspección visual de la sección transversal de la soldadura mostró que está fundida completamente hasta la raíz y libre de grietas. La soldadura de filete tiene al menos las longitudes o brazos iguales a lo especificado en la calificación de procedimiento, y no se desvió en más de 1,6 mm (1/16 de pulgada) en concavidad o convexidad. La profundidad de socavado no excedió 0,8 mm (1/32 de pulgada) o del 12,5 % del espesor de la pared del tubo. Se revela la microestructura y micro-dureza en las diferentes regiones producidas por el proceso manual de soldadura eléctrico con electrodo revestido como se muestra en la Figura 40 Modelo de probeta para ensayo de Macro ataque en soldadura de filete circunferencial sobre camisa. Se inicia con la caracterización microestructural de todas muestras obtenida del Tubo de acero como material base (acero al carbono API 5L X42) con espesor 1/4" con diámetro 10”, los electrodos con que se soldó fue E7018 de 1/8” de diámetro. Después se presentan los resultados de los barridos de micro dureza y posteriormente. Se muestran los

68

resultados de impacto y tensión realizados solo en los grupos dos y tres. Se enfatiza la comparación de propiedades evaluadas principalmente entre las probetas del tubo que poseen uniones soldadas.

Se prepararon tres de las cuatro probetas para macro ataque para el ensayo de dureza, de acuerdo con la norma ASTM E92. Se realizó un mínimo de cinco (5) indentaciones empleando un indentador Vickers y una carga de 10 kg en el grano grueso de la zona afectada por el calor (ZAC) en el borde o talón de la soldadura de cada probeta. Se pudo estimar que de acuerdo a las tres zonas de influencia (Material base, Material de Soldadura y Zona Afectada por el calor) por transferencia de calor, los valores experimentales obtenidos son razonables metalúrgicamente, puesto que en el material base es donde menos dureza se puede obtener, porque es poco el calentamiento en esta zona, en el material de soldadura depositado, el valor de dureza es mayor al del material base, debido a que en esta zona si hay un calentamiento localizado continuo, ya que es donde se aplica directamente el arco eléctrico, pero el metal puede enfriarse desde el estado líquido a través de distintas regiones de fase, por último en la zona adyacente a la soldadura ZAC, no se llega a la fusión, pero se alcanzas temperaturas extremadamente altas, por ende se estiman valores de durezas mayores a las zonas antes mencionadas. En la Tabla 5 se registran los valores de dureza obtenidos. Tabla 5 Valores obtenidos de dureza Vicker, a partir del Material Base, Zona Afectada por el Calor y Material de soldadura de la tubería.

Numero de

indentaciones

Material Base

(MB)

Zona Afectada por

el calor (ZAC)

Material de

Soldadura (MS)

1 208 222 208

2 198 224 207

3 198 224 209

4 199 218 208

5 195 223 208

PROMEDIO 200 222 208

ENSAYO DE DUREZA VICKER

69

Figura 41 Probetas para ensayo metalográfico.

Figura 42 Probetas para el ensayo de macro ataque de soldadura de filete circunferencial en la camisa.

En la Figura 42, se muestran las probetas que se utilizaron para revelar las zonas de soldadura por medio de macro ataque, observando los cordones de soldadura bien aplicados, libres de imperfecciones, tales como faltas de fusión, porosidad, inclusiones de escoria, etc.

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Figura 43 Macro ataque para el Material Base

En la Figura 43, se muestra el macro ataque del material base, observando un buen estado superficial e interno en la sección transversal. No se presentan efectos térmicos ni distorsiones en el material base.

Figura 44 Macro ataque del Material de Soldadura

En la Figura 44, se muestra revelado por medio del macroataque la soldadura, observando los cordones de soldadura en buenas condiciones, libres de defectos internos y con el tamaño indicado por el WPS.

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Figura 45 Macro ataque de la Zona Afectada por el Calor (ZAC)

En la Figura 45, se puede observar la zona afectada por el calor, teniendo en cuenta que en esta zona se concentran altos aportes de energía calorífica, marcando la zona por medio de una sombra gris oscura, el cual es el efecto metalúrgico localizado de mayor interés en el presente trabajo de investigación.

5.1 CARACTERIZACION MICROESTRUCTURAL

5.1.1 Soldadura Por Arco Eléctrico.

Se presentan imágenes de las microestructuras producidas después de haber sido soldado el cupón de prueba para la calificación del procedimiento de soldadura de acuerdo con el apéndice B del API 1104. Por lo tanto, la evaluación metalográfica realizada en las probetas que fueron soldadas descrito en este trabajo de grado permite: Analizar la zona del metal base; las Figura 46, muestran la zona del material base del cupón de prueba soldado y se puede evidenciar que la microestructura pertenece a una matriz ferritico perlitico.

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Figura 46 Imágenes de microestructura para el material base.

En segundo lugar, se puede observar la geometría del metal en la zona que quedo térmicamente afectada, también conocida como ZAC (zona afectada por el calor). Como consecuencia de las temperaturas alcanzadas por el proceso de soldadura. Esta zona, revelada mediante un ataque químico durante la preparación metalográfica, tiene una geometría de doble cono, según se ilustra en la Figura 47 en ese sentido la configuración que obedece a las condiciones de transferencia de calor y desplazamiento de material en el momento que el metal alcanza.

La observación realizada mediante el microscopio metalográfico revela que dentro de la ZAC principal (se le llama así a la zona que se revela más obscura en el ataque químico) se observan dos sub-zonas. Figura 47, de las tres sub-zonas principales de fusión y penetración Figura 48: la Figura 47 que se compone de ferrita widmanstatten (FW). Perlita fina y bainita superior. Se encontró por microscopia óptica que en la sub-zona 1 la FW tiende a disminuir y la bainita a aumentar. Al igual que el tamaño de grano a medida que la observación se aproxima al borde exterior del tubo. Siendo precisamente en esta última región en donde los valores de dureza resultan ser lo más altos. La misma tendencia. Reemplazo de la FW por bainita. Se observó en el borde interior, aunque en menor proporción que en el borde exterior. En la sub-zona No 2 la microestructura se constituye de pequeños granos de ferrita proeutectoide (FP) y perlita muy fina. En esta sub-zona se observa el tamaño de grano más pequeño detectado en las muestras de la tubería. Lo que parece indicar que las altas temperaturas ejercidas por el proceso de soldadura generaron las condiciones para el desarrollo de mecanismo tales como recristalización meta dinámica dando como resultado una zona de refinamiento de grano.

73

La Figura 47, pertenece a la zona de soldadura, donde fue fundido el electrodo revestido a una temperatura de 1526.3°C máximo en el punto donde se forma el arco eléctrico. Tomando en cuenta lo anterior, en el metal de la soldadura se percibe una zona designada como sub-zona 3. que si bien. La cual fue severamente afectada por el calor. Esta se obscurece con el ataque químico lo suficiente para definir claramente y observar a simple vista. Por lo tanto, su extensión se visualiza bajo el microscopio óptico. La microestructura en esta zona está constituida por que se compone de ferrita widmanstatten (FW), y compuesta además por granos de ferrita deformados cuyo tamaño es aparentemente inferior al observado en el metal base. La perlita que originalmente era laminar. Experimento una esferoidizacion,

debido a las temperaturas alcanzadas en esta zona (superior a los 720 ℃) durante el proceso de soldadura dicha esferoidizacion se desvanece a medida que aumenta la distancia desde el límite con la sub-zona 2. La microestructura en las regiones de transición entre las sub-zonas 2 y 3 se compone de una mezcla de granos pequeños (de la zona de refinación) con pequeñas islas de perlita y otra parte la componen granos de ferrita proeutectoide de las sub-zona 3 y colonias de perlita esferoidizada. Dichos granos de ferrita y colonias de perlita esferoidizada están orientados en la dirección hacia donde ocurrió el desplazamiento de metal durante la solidificación.

Figura 47 Imagen microestructura de soldadura.

La Figura 49, pertenece a la microestructura que se formó en la zona térmicamente afectada por el calor “ZAC” con un promedio de temperatura mayor igual a 528.76°C. Analizando la microestructura se observó que existe la presencia de bainita y que el tamaño de grano es mayor que en el lado opuesto de la misma sub-zona. Además, el efecto skin y el de proximidad indican que los bordes exteriores de la placa en la zona adyacente al diámetro exterior del tubo alcanzan mayor temperatura, lo que confirman las observaciones mencionadas.

74

Figura 48 Sub-zonas de fusión y penetración para soldaduras típicas de filete

Fuente: American Welding Society Aws, Metalurgia de la soldadura - Modulo03 - Procesos de unión y corte, Curso inspector de soldadura AWS. V 2, Miami Florida USA, Año 2012, p 4.

Tomando en cuenta el espesor total de cada ZAC medido en tres puntos, se observa que en el lado interior del tubo la longitud de la ZAC total oscila entre los 6.45 y 7.0 mm. A la mitad del espesor se encuentran valores desde 3.8 hasta 4.17 mm y en el lado exterior desde 7.0 hasta 7.5 mm. Lo anterior por un lado confirmaría que como resultado de mayor temperatura en el diámetro exterior. El ancho de la ZAC es también mayor hacia el borde exterior. Sin embargo, también podría indicar que daba la forma en que entran en contacto los bordes. Esto es que en el momento de formar el tubo los bordes inferiores o correspondientes al diámetro interno, están más próximos uno con otro que en la zona del diámetro exterior. Generando menor presión en los bordes exteriores y por ende hubo menos desplazamiento de material, dejando en la zona exterior más metal calentado a la temperatura del proceso de soldadura.

75

Figura 49 Microestructura del ZAC (zona afectada por el calor).

Observando la microscopia electrónica de barrido Figura 49 se pudo evidenciar, una microestructura que se compone de ferrita proeutectoide alrededor de los granos columnares. Conocida también como ferrita de borde de grano (GF) (Fig.51). En la ZAC se observa que los granos que también nuclean en borde de grano con presencia de ferrita acicular (AF) al interior de los granos columnares y pequeñas áreas de bainita superior. Observada esta última principalmente en los límites de grano de la GF (Fig. 52). En la zona de cordón de soldadura se percibe una concentración de bainita en el caso del cordón exterior es mayor en su parte más ancha que hacia la parte más delgadas en donde solo se observan pequeñas islas muy dispersas, con regiones de placas laterales de ferrita (SP). Por otro lado, la cantidad de bainita en la parte más exterior del cordón interior es menor. Pero hacia el centro del mismo la cantidad de bainita es mayor que en el cordón exterior. Además de que su dispersión es más homogénea (Fig.53).

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Figura 50 Micrografía SEM de la zona del material base.

Figura 51 Micrografía SEM de la zona afectada por el calor (ZAC).

Figura 52 Micrografía SEM de zona de soldadura aplicada.

Por último, dado que los granos columnares siguen la orientación del crecimiento epitaxial, se realizó un corte mecánico en sentido perpendicular a su crecimiento con el fin de medir el tamaño de grano austenítico previo el mismo que resulto ser de 67 μm (ASTM No 4.5) y se presentan imágenes de la sección transversal de dichos granos.

77

5.2 SIMULACION DE LA UNION SOLDADAS POR EL METODO DE ELEMENTOS FINITOS CON EL SOFTWARE ANSYS.

A continuación, es presentada la simulación del proceso de reparación de un tubo por soldadura. Cuando es reparado un tubo mediante este método es importante asegurar que no se presentaran defectos por soldadura una vez esta es finalizada. En particular es de interés la predicción mediante simulación computacional del defecto de perforación de la pared interior del tubo por un exceso de voltaje o corriente al momento de soldar.

EL proceso de simulación computacional del proceso de soldadura implica resolver la ecuación general de transferencia de calor en conjunto con varias condiciones de frontera, propiedades de los materiales dependientes de la temperatura y asunciones que permiten el uso de software comercial para su aproximación. Algunas de estas asunciones son las siguientes.

• No hay pérdida de calor por la superficie de la soldadura

• No hay pérdida de calor en la región donde está el arco eléctrico.

• Se utiliza un coeficiente de transferencia de calor combinado por convección y radiación.

• La superficie de la soldadura siempre es plana.

La ecuación que describe la transferencia de calor en el proceso está dada por la ecuación general de transporte de calor. La simulación se logra al considerar la transferencia de calor al exterior mediante un coeficiente de convección en las paredes del tubo. En la simulación se emplea un modelo CAD con la geometría, la cual es posteriormente mallada en orden de emplear el método de elementos finitos. Este método emplea el calor generado durante la deposición de la soldadura, el coeficiente de convección, las propiedades térmicas dependientes de la temperatura y una técnica para modelar la deposición y la generación de calor en la soldadura. Con todos estos parámetros es creado un modelo computacional el cual es utilizado para determinar la temperatura en la pared interior del tubo y los tiempos de enfriamiento en la zona afectada por el calor (ZAC).

78

5.2.1 MODELO DE ESTUDIO

Para demostrar la efectividad del procedimiento mediante elementos finitos se elige un tubo con diámetro de 13 in y 7/8 in de espesor de acuerdo con la norma API 1104. El proceso de reparación por soldadura es simulado mediante un modelo tridimensional de elementos finitos de transferencia de calor en estado transitorio de una sección del tubo reparada. En este caso fue utilizado el software de simulación de elementos finitos ANSYS ®. La ¡Error! No se encuentra el origen e la referencia.ra 49 presenta el tubo a reparar por soldadura. En esta se observa el tubo, la camisa y la soldadura los cuales fueron utilizados en la simulación por elementos finitos. El modelo CAD para esa simulación fue elaborado empleando el software SolidWorks®

Figura 53 Tubo reforzado

En orden de simular el proceso de soldadura fue creado un modelo solido que representa el volumen de soldadura una vez se ha solidificado. La Figura 54 muestra un detalle del tubo reforzado con la soldadura. Aquí se aprecia la camisa, el tubo y la pared del tubo, todos estos en la zona afectada térmicamente. Si la temperatura en la pared del tubo supera un límite la aparición del defecto por quemado será inminente.

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Figura 54 Detalle de los elementos alrededor de la soldadura

Para la simulación por elementos finitos fue utilizada una malla de tetraedros con un refinamiento en la ZAC y un tamaño uniforme de 7.0 mm este tamaño fue el valor máximo que permitió que la simulación pudiera realizarse. Desafortunadamente el proceso es demandante en recursos de almacenamiento de disco debido a que cada simulación genera un tamaño de archivo de hasta 20 GB. La cantidad de elementos y nodos de la malla son los siguientes.

Cantidad de elementos 390,000

Cantidad de nodos 647,000

Los resultados de la malla son los siguientes. De un lado La calidad mínima fue de 0.1 y la máxima de 0.999. El valor medio fue de 0.7. De otro lado una razón de aspecto mínima de 1.13 y una máxima de 20 con un promedio de 2 fueron el resultado del mallado uniforme sobre el tubo reparado. La Figura 55 presenta estos resultados.

80

Figura 55 Resultados de la malla. Calidad de la malla (Izquierda) y Razón de aspecto (Derecha)

Un refinamiento en los alrededores de la soldadura fue utilizado con el objetivo de predecir mejor los gradientes de temperatura en la zona afectada térmicamente, Figura 56 en esta zona un tamaño mínimo de 2.5 mm fue utilizado.

Figura 56 Malla creada y detalle en la ZAC

Para simular la transferencia de calor y así determinar las temperaturas alrededor de la soldadura fueron consideradas tanto la generación de calor por unidad de volumen en la soldadura y la transferencia de calor al exterior por convección y radiación. Adicionalmente fue utilizada la técnica “death and birth” para simular 20 pasos de tiempo o sub-steps la deposición de la soldadura en el tubo.

81

5.2.2 GENERACION DE CALOR EN LA SOLDADURA

Para la reparación del tubo fue empleada la soldadura por arco eléctrico con electrodo revestido (SMAW). A partir de las características operativas y la eficiencia

del proceso (=0.6) es calculado del calor de entrada (HI) por la soldadura que es transferido al tubo. La velocidad de soldadura fue determinada con el objetivo de depositar el material en 4 pasadas.

Tabla 5 Características operativas del proceso de soldadura

Parámetro Unidades Valor

Corriente de soldadura A 77 Voltaje de arco V 25 Razón de deposición kg/h 2.406 Velocidad de soldadura mm/s 1.716

El calor de entrada por la soldadura es calculado utilizando la corriente de soldadura, I, el voltaje de arco, U, la velocidad de soldadura, s, y la eficiencia del

proceso . Este se calcula mediante la siguiente Ecuación 6.

𝐻𝐼 =𝛿 × 𝑈 × 𝐼

𝑠

Eq. ( 6 )

Utilizando los valores de la Tabla 5 el calor de entrada HI = 673 J/mm

5.2.3 COEFICIENTE DE TRANSFERENCIA DE CALOR

En la simulación de la transferencia de calor en el proceso de reparación por soldadura en necesario determinar la cantidad de calor que es trasferido al exterior por el intercambio de temperatura entre el tubo y sus alrededores. Esta transferencia es aproximada mediante un coeficiente de convención, h, que combina el calor que

82

se intercambia por convección y radiación. Según Robert L.39 este es calculado mediante la siguiente Ecuación 7:

ℎ = 24.1𝑥10−4휀𝑇1.61

Eq. ( 7 )

Donde el valor de tal como sugiere Rober L. De otro lado T en la anterior ecuación alcanza un valor mínimo de 30°C (303°K). Este valor es elegido con el objetivo de analizar el proceso en la peor condición de operación la cual corresponderá a aquella en la cual se intercambia la menor cantidad de calor con el exterior. Teniendo en cuenta lo anterior el valor del coeficiente combinado alcanza un valor de h = 19.5 W/m2-°K.

5.2.4 PROPIEDADES TERMICAS DE LOS MATERIALES

En orden de considerar el cambio de las propiedades térmicas en los materiales se ha utilizado los valores presentados en la Tabla 6 Aquí se presentan la dependencia del calor específico, la densidad y la conductividad térmica. Estos valores son valores reportados para un acero de bajo contenido de carbono por M. R. Frewin y D. A. Scott.40

39 L. Robert. A New Technique for 3-Dimenssional Transient Heat Transfer Computations of Autogeneous Arc Welding. Metallurgical Transactions B 21, (1990) 1033–1047. 40 FREWIN, M. R. and SCOTT, D. A. Finite Element Model of Pulsed Laser Welding Welding Research Supplement 17s. (1999).

83

Tabla 6 Propiedades térmicas para los aceros utilizados en la simulación

Dato Temperatura Conductividad Térmica Calor Especifico Densidad [-] °C W/m-°K J/kg-m3 (Kg/m3) 1 75 51.3 486 7852 2 100 51.1 494 7845 3 175 49.5 519 7824 4 200 49 526 7816 5 275 46.8 557 7763 6 300 46.1 566 7740 7 375 43.6 599 7727 8 475 40.2 662 7720 9 500 39.4 684 7711

10 575 36.6 749 7680 11 600 35.6 773 7669 12 675 32.8 846 7636 13 700 31.8 1139 7625 14 730 30.1 1384 7612 15 750 28.9 1191 7602 16 775 27.5 950 7590 17 800 26 931 7578 18 1000 27.2 779 7552 19 1500 29.7 400 7268 20 1540 29.7 400 7218 21 1590 29.7 847 7055 22 1840 29.7 847 6757 23 1890 29.7 400 6715 24 2860 29.7 400 5902

5.2.5 MODELADO DEL DEPOSITO DE LA SOLDADURA

Para modelar la deposición de soldadura durante la reparación del tubo fue empleada la técnica “Death and Birth”. Esta técnica consiste en activar o desactivar elementos en la simulación según sea requerido por el problema a simular. En el caso de la deposición de la soldadura serán activados o desactivados los elementos que pertenecen al volumen de la soldadura con el objeto de agregar o depositar masa según la velocidad de avance de la soldadura y en la desactivación de la generación de calor en la masa ya depositada. Si la masa de soldadura contenida en el volumen de soldadura mostrado en la Figura 53 es agregada durante toda la simulación en 20 pasos, la masa total de soldadura es depositada y se genera todo el calor durante el proceso de soldadura. Considere la Figura 57, al inicio de la simulación son desactivados los volúmenes del 2 al 20, correspondiendo este al primer paso de la simulación. Una vez finalizado este primer paso, son activados los elementos del volumen 2 y es desactivada la generación de calor en los elementos del volumen 1. Con esto en mente si se realiza el procedimiento anterior toda la masa y el calor generado son depositados y producidos, respectivamente, en la simulación.

84

Figura 57 Masa total depositada y calor generado en 20 volúmenes

5.2.6 SIMULACION COMPUTACIONAL

Para simular el proceso de soldadura fue definido un flujo de calor por unidad volumen el cual es agregado en cada uno de los 20 volúmenes utilizados para modelar la deposición de soldadura. Este flujo de calor por unidad de volumen es calculado mediante la siguiente Ecuación 8

𝐻𝐼𝑉 =𝑈 × 𝐼

𝛿 × 𝑉

Eq. ( 8 )

Donde V es el volumen de la soldadura en cada paso. Si el volumen de la soldadura depositada es V=2.8457e-006 m3, HIV = 1.12 GW/m3. La simulación realizada fue del tipo térmica-transitoria y en 3D. La duración total de la simulación fue de 668.41 s, dividida en 20 pasos temporales por lo cual su duración fue de 33.42 s. Adicionalmente fue utilizado un sub-paso de 3.34205 s el cual permite modelar los fenómenos de transferencia de calor que ocurren cada vez que se deposita material.

El material utilizado en la simulación fue acero y sus propiedades listadas en la Tabla 6.

Las condiciones de frontera fueron las siguientes.

Temperatura inicial del cuerpo: 30 °C

85

Temperatura ambiente: 25°C

Paredes exteriores e interiores: Convección h = 19.5 W/m2-°K

Paredes laterales: Adiabática.

Adicionalmente fue utilizado la condición de frontera equivalente a la entrada de calor por unidad de volumen, HIV =1.12 GW/m3. Un detalle con las condiciones de frontera puede observarse en la ¡Error! No se encuentra el origen de la eferencia.8.

Figura 58 Condiciones de frontera para la simulación del proceso de soldadura.

Finalmente, la Figura 59 presenta la ubicación de unos puntos utilizados para analizar la temperatura en la zona afectada por calor. Aquí se muestran los puntos de P01 al P04 en esa zona en particular el P04 el cual está sobre la pared del tubo.

86

Figura 59 Puntos de análisis de la temperatura en la zona afectada por el calor

5.2.7 ANALISIS Y RESULTADOS

La Figura 60 muestra la distribución de la temperatura el tubo en un rango de tiempo entre los 300.8 s y los 310.1 s. En t=300.8 s la distribución de temperatura alrededor de la soldadura está asociada a la temperatura máxima alcanzada en ese lugar. La temperatura máxima allí es T = 1566.7 °C. Una vez se va depositando material en t=304.1 s la temperatura se distribuye en una mayor zona del tubo producto de la conducción y convección. Ya en t=307.5 s la temperatura alcanza las paredes laterales del tubo. Finalmente, en t=310.1 s se comienza a finalizar la deposición de soldadura en esta zona dando comienzo a un nuevo ciclo de deposición de masa.

Figura 60 Distribución de la temperatura en los alrededores de la soldadura

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Un detalle de lo que sucede en el interior del tubo es mostrado en la Figura 60 y Figura 61. Allí se observan la temperatura en el filete, en el tubo, en el borde del tubo y la temperatura máxima en este lugar. Teniendo en cuenta que mediante la máxima temperatura en la pared interior del tubo puede predecirse la ocurrencia de perforaciones o agrietamientos las perforaciones o agrietamientos por enfriamientos la temperatura en el borde sea menor a 982 °C. Como se observa en la Figura 62 la temperatura máxima en la pared del tubo es de 810°C por lo cual no habrá riesgo de una perforación en el interior del tubo.

Figura 61 Temperatura más alta en el borde o pared interior del tubo.

Por otra parte, la Figura 62 muestra la zona afectada por el calor la cual se crea cuando se alcanzan temperaturas entre 500°C y 800°C. Como se observa allí este rango de temperaturas alcanza la pared interior del tubo por lo cual la aparición de un agrietamiento en frio puede producirse.

Figura 62 Zona afectada por el calor en el proceso de soldadura.

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En la ZAC se producen unas variaciones de temperatura como función del tiempo tal como esto es mostrado en la Figura 63 y la Figura 64. A partir de estas variaciones es posible determinar los tiempos de enfriamiento que experimentaría tanto el tubo como la camisa. La Figura 65 presenta la variación de la temperatura para los puntos P01 al P04. Como allí se observa los puntos experimentan una temperatura máxima la cual corresponde a aquella generada cuando se está depositando materia en ese lugar. Una vez se termina de depositar material en la soldadura la temperatura en cualquier punto dentro de esa zona comienza a enfriarse. Si el material se enfría en un tiempo corto el riesgo del agrietamiento es inminente.

Figura 63 Variación de la temp. en los puntos de análisis dentro de la ZAC.

La Figura 64 muestra la curva de enfriamiento para un nodo en la ZAC. Aquí se alcanza una temperatura de 800°C en t0 = 310 s y una temperatura de 500°C en t1 =350 s. Si el tiempo de enfriamiento te = t1 – t0, es el tiempo que toma enfriarse desde 800°C a 500°C en esta zona del tubo alcanza un valor de te = 40 s.

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Figura 64 Tiempo de enfriamiento para un nodo dentro de la ZAC.

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6 CONCLUSIONES

Mediante la simulación de elementos finitos fue demostrada la efectividad del procedimiento de soldadura en servicio mediante un software de simulación de elementos finitos. A partir de las condiciones de operación del proceso de soldadura, las características de los materiales fue posible observar que el riego de aparición de perforación es nulo puesto que la temperatura la pared interna del tubo es menor a 982°C. Sin embargo, el efecto del tiempo de enfriamiento en la aparición de grietas no fue analizado. A partir de la simulación fue posible identificar la ZAC la cual alcanza la pared interna del tubo dando lugar a un posible defecto en esta zona por las apariciones de grietas por enfriamiento.

El proceso de soldadura empleado permitió generar granos columnares, los cuales siguieron la orientación del crecimiento epitaxial, cuando se realizó un corte mecánico en sentido perpendicular a su crecimiento con el fin de medir el tamaño de grano austenítico resultando ser de 67 um correspondiente (ASTM No 4.5)

Con los resultados de los ensayos de tracción, doblez guiado, durezas y sanidad, se concluye que, en cuanto a propiedades mecánicas, el procedimiento diseñado es apropiado y garantiza la resistencia mecánica, ductilidad, sanidad y dureza requerida para soldaduras en servicio de reparación y mantenimiento en tubería bajo la especificación API 5L X42 y el alcance del código de soldadura para tuberías de línea e instalaciones relacionadas API 1104.

Estableciendo para fines prácticos que las microestructuras con durezas menores a 350 HV, según lo especifica el código API 1104, no tienen una susceptibilidad considerable a la fragilizarían (agrietamiento) por hidrógeno y que la dureza máxima encontrada en las pruebas fue de 222HV, se puede concluir que el procedimiento de soldadura diseñado garantiza, además soldaduras con bajo riesgo de fragilizarían (agrietamiento) por hidrógeno.

El procedimiento está calificado para realizar soldaduras en servicio en espesores de 0.250 pulgadas (6.3 mm) hasta ilimitado en tubería de materiales con esfuerzo de fluencia nominal de 42.000 psi, bajo el alcance y especificación del código de soldadura para tuberías de línea e instalaciones relacionadas API 1104.

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A partir del presente trabajo de grado se puede generar un protocolo que establece las bases fundamentales para reparar tuberías de línea en servicio, disminuyendo el riesgo de la perforación (Burning Through) del material base del tubo madre, y disminuyendo de esta manera los costos en las intervenciones de las reparaciones.

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ANEXOS

Anexos en archivos adjuntos en el Repositorio UAO

Anexo A. SMAW-UAO-017-WPA01 Longitudinales 10pulg REv01

Anexo B. SMAW-UAO-017-WPA01 Circunferencial 10pulg REv01

Anexo C. Ensayo Visual 01

Anexo D. Registro-017-Tension 01

Anexo E. Ensayo Doblez 01

Anexo F. Ensayo Doblez 02

Anexo G. Ensayo Sanidad 01

Anexo H. Ensayo Sanidad 02

Anexo I. Procedimiento para instalación de Camisas Tipo B (Mecánicos

Asociados SAS – MASA)

Anexo J. Certificado CWI (Juan Carlos Ariza Lopez)