Análisis de falla por agrietamiento de un termopozo instalado en un compresor reciprocante

Sumario

Este trabajo presenta el análisis de falla de un termopozo instalado en un motocompresor reciprocante de una planta compresora de gas natural. En el mismo se describen los hallazgos de la inspección visual inicial, así como el árbol de hipótesis posibles de causas de falla que dio lugar a los estudios, simulaciones y pruebas necesarias para la validación o descarte de las hipótesis.

Las evidencias, pruebas y simulaciones confirmaron que la falla fue producida por el mecanismo de deterioro de fatiga de alto ciclo, el cual fue causado por el incremento de los esfuerzos soportados cuando la pieza operaba bajo resonancia dinámica, excitada por un armónico de alto orden (12X) asociado a la velocidad de giro del compresor.

Dentro de las recomendaciones se ofrecen dos posible opciones de modificación del diseño del termopozo que evitan que el mismo vuelva a estar en resonancia en el rando de velocidad normal de operación del motocompresor, garantizando un factor de seguridad cercano (o superior) a 30.

Antecedentes

Durante el recorrido diario realizado por el personal de operaciones de una planta compresora de gas natural ubicada en la región este de Venezuela, se detectó una fuga de gas natural. En la inspección visual se pudo identificar que la misma provenía de un termopozo instalado en uno de los compresores de media presión (IP-3500), el cual estaba identificado con la etiqueta (Tag) TE-3581A. La Figura 1a muestra el plano general de planta, resaltando la ubicación del compresor IP-3500; la Figura 1b muestra una porción del Diagrama de Tubería e Instrumentación (P&ID) donde se detalla la ubicación del termopozo TE-3501A; y la Figura 1c muestra un registro fotográfico del área donde se observó la fuga de gas.

Introducción

La empresa operadora dispone de una planta de compresión de gas natural ubicada en el Estado Monagas, Venezuela, compuesta por ocho (8) trenes motocompresores reciprocantes, con capacidad instalada para manejar 150 MMscfd desde una presión de entrada de 350 psig hasta una presión de descarga de 10000 psig. El arreglo de compresión de la planta está dividido en dos sistemas: el sistema de media presión (IP) y el de alta presión (HP). El sistema IP está integrado por cinco (5) trenes motocompresores reciprocantes con capacidad de 30 MMscfd c/u, los cuales comprimen el gas desde 350 psig hasta 3100 psig, en tres etapas de compresión denominadas 1ra, 2da y 3ra etapa. La sistema HP, por su parte, está integrado por tres (3) trenes motocompresores reciprocantes con capacidad de 50 MMscfd cada uno, los cuales elevan la presión del gas desde 3100 psig hasta 10000 psig.

Las características técnicas y condiciones de operación del compresor las Tabla 1 y Tabla 2.

Inspección visual

En la Figura 2, se muestran fotografías del termopozo desmontado, en las cuales se puede observar que está conformado por un vástago de aproximadamente 10 in de longitud, soldado a tope de 45°, sobre una brida de 1-½” de diámetro clase 2500.

Para determinar la presencia de grietas en el termopozo, se utilizó la técnica de líquido penetrante. En la Figura 3, se muestra el líquido penetrante extraído de la grieta al reaccionar con el líquido revelador, observándose que la grieta está ubicada en el perímetro superior del cordón de soldadura del termopozo, con una extensión de aproximadamente 180°.

Con la finalidad de poder observar la cara de fractura de la grieta, se procedió a terminar de fracturar la pieza, sin dañarla, aplicando presión continua en la parte superior del vástago. La cara de fractura es mostrada en la Figura 4. Se pudo determinar que la fuga de gas se produjo por causa de una grieta pasante, justamente en una zona de cambio de sección. Adicionalmente, se observó la presencia de marcas cóncavas sucesivas o "marcas de playa”, alrededor del origen de la fractura, las cuales se originan cuando la falla es producida por el fenómeno de fatiga.

Desarrollo de hipótesis

Un componente mecánico sometido a cargas y esfuerzos fallará sólo cuando los esfuerzos aplicados superen la resistencia del material. En el caso más general, tanto la resistencia como los esfuerzos presentarán alguna variación que puede ser modelada bajo una distribución probabilística, tal como se representa gráficamente en la Figura 5; donde se observa que la probabilidad de falla aumenta con la disminución de la resistencia del material y con el incremento de los esfuerzos aplicados.

La inspección visual muestra que la propagación de la grieta, y probablemente la nucleación de la misma, se debió al fenómeno de fatiga. La Figura 6, indica las hipótesis en las cuales se puede basar la falla, permitiendo tener una visión clara de cuales deberán ser los análisis realizados para determinar el origen de la falla.

En la Figura 7 se muestran las hipótesis de posibles causas que pudieron disminuir la resistencia del material, para las cuales es necesario realizar estudios metalúrgicos, con el fin de validarlas o rechazarlas. Similarmente, en la Figura 8 se muestran las hipótesis que pudieron incrementar los esfuerzos aplicados, para las cuales es necesario realizar “auditorías del diseño” mecánico.

Estudios metalúrgicos

Con el fin de definir las propiedades del material del termopozo, y buscar posibles defectos metalúrgicos y/o defectos en el proceso de fabricación, se procedió a realizar análisis fractográfico, análisis metalográfico y ensayos de dureza.

Análisis Fractográfico

La evaluación realizada reveló lo siguiente:

1. Iniciación de la grieta en la superficie del cordón de soldadura del termopozo. La morfología de la grieta presenta un patrón de distribución radial, asociados a un mecanismo de fatiga superficial, Figura 9a.

2. Patrón de agrietamiento rápido, evidenciado por la presencia de micro hoyuelos o dimples, sin deformación plástica, Figura 9b.

3. No se encontraron defectos en la soldadura, tales como: sopladuras, porosidades, falta de penetración, precipitados duros de segunda fase que pudieran estar asociados a la falla.

Análisis Metalográfico

La evaluación metalográfica realizada al material del termopozo, con el microscopio óptico, evidenció la presencia de granos austeníticos con precipitados de carburos, típica de aceros inoxidables de la serie 3XX (austeníticos), tal como se muestra en la Figura 10a.

En áreas localizadas de la microestructura, se observaron carburos precipitados en los bordes de grano, Figura 10b, lo cual no es deseable porque pudieran favorecer la ocurrencia de un mecanismo de corrosión íntergranular, en presencia de humedad. En este caso no se observó corrosión íntergranular.

Ensayo de Dureza

El barrido de dureza se practicó desde la periferia de la muestra hacia el centro de la misma, obteniéndose valores relativamente homogéneos con una dureza promedio de 86,6 RB (Rockwell “B”), tal como se muestra en la Tabla 3. Al comparar este resultado de dureza promedio, con el valor de dureza del acero inoxidable austenítico (95 RB máximo), se establece que efectivamente éste corresponde con la microestructura encontrada en el análisis metalográfico.

Análisis de Resultados de los Estudios Metalúrgicos

• Material del metal base: Acero inoxidable austenítico (tipo 3XX), son aceros inoxidables al cromo – níquel. Lo más comúnmente utilizados son los grados AISI 304 y AISI 316, donde el contenido de cromo está por el orden de 18% y el de níquel varía entre 8 y 14%, dependiendo del grado seleccionado.

• Proceso de manufactura: Barra forjada con tratamiento térmico de recocido (enfriado en aire).

En líneas generales, no se observaron defectos metalúrgicos, evidencia de envejecimiento, presencia de corrosión y/o contaminación en el material; que pudieran estar asociados a la falla. En otras palabras, no se observaron indicios de la disminución de la resistencia del material.

Auditoría mecánica

La experiencia a nivel mundial indica que las fallas por fatiga, en sistemas estáticos, comúnmente (no siempre) están relacionadas con operación en resonancia (Ehrich, 1992). En esta condición de operación, la respuesta de vibración del sistema es máxima y los esfuerzos se incrementan más de 10 veces. Es necesario entonces, la realización de un Análisis Dinámico como parte de la auditoría mecánica. Sin embargo, no se descartan las hipótesis 2.1 y 2.2, de la Figura 8.

Para llevar a cabo este análisis, se utilizó el diagrama de Campbell, (Figura 11a) para resaltar potenciales resonancias; el método de los elementos finitos (FEA), para determinar frecuencias naturales y estados de esfuerzos; y el diagrama de fatiga, (Figura 11b), para comparar el estado de los esfuerzos, de los puntos en resonancia, con los límites de aceptabilidad (Soderberg, Goodman, Goodman Modificado).

El diagrama de Campbell, tal como se muestra en la Figura 11a, es un gráfico donde las frecuencias naturales de la pieza (líneas horizontales), son representadas en el eje de las abscisas y las frecuencias de excitación en el eje de las ordenadas. Se grafican además los ordenes o armónicos de excitación de interés (líneas 1X, 2X, 3X etc.). Luego, se procede a definir el rango de operación del equipo, entre las velocidades mínimas y máximas del mismo, más un margen de seguridad del 10%, para establecer una banda o zona de coincidencia. Los puntos de intersección entre los armónicos y las frecuencias naturales, ubicados dentro de la banda de coincidencia, son puntos de resonancia y ameritan un estudio de esfuerzos para determinar si el elemento falla o no.

Determinación de Frecuencias Naturales Utilizando Pruebas de Impacto

Para determinar las frecuencias naturales del termopozo, se procedió a realizar pruebas de impacto con la asistencia de un analizador de vibraciones de dos canales.

El procedimiento ideal consiste en aislar las frecuencias naturales de la pieza en estudio, de las frecuencias naturales de los elementos o estructuras que la soportan a un sistema inercial (tierra). Tal condición se logra, al dejar flotar la pieza en un ambiente de gravedad nula. Esto, sin embargo, resulta poco práctico, por lo que un método alterno ampliamente usado, es el denominado Método Libre-Libre, el cual consiste en suspender la pieza en sus extremos, por medio de dos filamentos de gran longitud que ofrecen una rigidez adecuada en la dirección vertical, pero tienen una rigidez prácticamente nula en la dirección horizontal. En este caso, las altas oscilaciones que permiten las cuerdas después de un impacto, representan un inconveniente para mantener fijos los sensores de vibración al vástago o inserto del termopozo. El potencial movimiento relativo entre la pieza y el sensor, produciría ruidos o frecuencias no deseadas. Por esta razón, se optó por realizar la prueba de impacto sobre un banco de prueba de soporte rígido, aun cuando este propicie la transmisibilidad de las frecuencias naturales del soporte a la pieza en estudio. Se requiere entonces del uso de algún software de simulación que permita diferenciar las frecuencias naturales asociadas a la pieza, de las frecuencias naturales del soporte.

Procedimiento experimental utilizado:

1. El termopozo fue colocado en posición vertical, sujeto con una prensa de banco, tal como se muestra en la Figura 12.

2. Los acelerómetros fueron colocados de forma perpendicular al eje axial del termopozo, utilizando pegamento de secado rápido. Uno de los acelerómetros se colocó en el extremo libre del vástago (canal A), y el otro (canal B) a 5” del primero, Figura 12.

3. El termopozo fue golpeado, utilizando un martillo de plástico, con el fin de excitar las frecuencias naturales del mismo.

4. Los datos se tomaron con un rango de frecuencia desde 141 a 90.000 cpm, los cuales fueron procesados y transferidos a un computador para luego ser analizados.

La prueba de impacto arrojó como resultados, los espectros mostrados en la Figura 13 y el ANEXO 1. El pico predominante en el canal A, se encuentra a 184,45 Hz (11.067 cpm) con amplitud de 0,019 G’s y el mismo se encuentra en el canal B, a 184,92 Hz (11.095 cpm) con amplitud de 0,0036 G’s. Adicionalmente, se observan otros picos a frecuencias mayores, entre 55.900 y 66.500 cpm.

Es importante destacar que las pruebas se efectuaron sobre el termopozo fracturado. La disminución del área de contacto en la cara de fractura reduce la rigidez, y por lo tanto, las frecuencias naturales de la pieza. Debido a la indisponibilidad de un termopozo en buen estado (sin fractura) para el momento del estudio, no fue posible medir las frecuencias naturales según diseño. Por tanto, estas últimas, serán determinadas utilizando simulación computacional (FEA).

Determinación de Frecuencias Naturales Utilizando FEA

Se utilizó un software de simulación mecánica a través del método de los elementos finitos (FEA), capaz de calcular las frecuencias naturales y los esfuerzos generados por vibración.

Construcción del Modelo Base

Para realizar los análisis se construyó de un modelo base, el cual sirvió de referencia para simular distintos casos: termopozo con y sin fractura. Se tomaron las medidas del termopozo y, utilizando un software CAD, se dibujaron como sólidos en 3D, tal como se muestra en la Figura 14. El sólido fue transferido al software de FEA y se definió el tipo de material como AISI 304, Tabla 4. Se definieron los elementos tipo bloque (brick) y se procedió a realizar el mallado, tal como se muestran en la Tabla 5 y la Figura 15.

Termopozo con Fractura

Para diferenciar las frecuencias naturales del termopozo, de las frecuencias naturales del soporte, en los espectros obtenidos con la prueba de impacto, se procedió a utilizar FEA. En este modelo se adicionaron las masas de los dos acelerómetros utilizados en las pruebas de impacto. Los acelerómetros se representaron como anillos con masa igual a la de los acelerómetros, según se muestra en la Figura 16 y la Tabla 6.

Las dimensiones y la morfología de la grieta encontrada fueron consideradas, tal como se observa en la Figura 17.

La Tabla 7 muestra las frecuencias de los dos primeros modos de vibración. Puede observarse la existencia de dos frecuencias naturales por cada modo, debido al carácter asimétrico de la grieta. Adicionalmente, se comparan los valores simulados con las respuestas pico, observadas en los espectros de la Figura 13. Se puede apreciar que el valor de la primera frecuencia natural identificada, coincide con un error menor al 2%, lo cual se considera aceptable, quedando de esta manera validado el modelo de FEA. La Figura 18 muestra la forma de los modos de vibración identificados.

Termopozo sin Fractura

Se utilizó el mismo modelo base. La Tabla 8 muestra los resultados de las frecuencias correspondientes a los dos primeros modos de vibración, y la Figura 19 la forma de los mismos. Puede apreciarse que en ausencia de la grieta, la primera frecuencia natural del termopozo aumenta de 188,16 Hz (11.290 cpm) a 212,45 Hz (12.700 cpm), es decir, un incremento de 11%.

Frecuencias de Excitación en Operación - Vibración en Campo

Se realizó un análisis de vibración con los motocompresores operando, a fin de determinar las frecuencias de excitación predominantes a las que pudo estar sometido el termopozo. No pudo tomarse datos en el compresor IP-3500 por encontrarse en stand-by para el momento de la visita, sin embargo, se tomaron datos en los compresores IP-3100 e IP-3300. Los espectros de vibración se encuentran en el ANEXO 2 y las amplitudes predominantes, en las tres direcciones principales, se resumen en la Tabla 9. La dirección axial corresponde a la dirección del eje principal del vástago.

Existe una variación en la soportería de la brida que hace pareja con la brida del termopozo. La Figura 1c, por ejemplo, muestra el soporte incorporado en el tren IP-3300. Este cambio, implantado con anterioridad en algunos trenes, ha sido incorporado por el personal de la planta para mitigar problemas repetitivos de agrietamientos estructurales, los cuales no están relacionados con el análisis de falla cubierto en este estudio.

En la Tabla 9 puede verse claramente que las frecuencias armónicas 11X y 12X tienen altos niveles de vibración, por lo que deben tomarse en cuenta en el diagrama de Campbell. El armónico de 12X está relacionado con el número de cilindros (seis) y los ciclos de carga (dos) a los que está sometido cada cilindro por cada revolución del cigüeñal.

Diagrama de Campbell – Puntos de Resonancia

Con las frecuencias naturales y las frecuencias de excitación determinadas en los apartes anteriores, se construyó el diagrama de Campbell mostrado en la Figura 20. La banda de ± 5% alrededor de la primera frecuencia natural considera las variaciones típicas causadas por desviaciones en las tolerancias de fabricación y ensamblaje. La banda de coincidencia se definió para el rango de velocidades de diseño, más un margen de seguridad de ± 10%.

El círculo destaca una condición de resonancia cuando el tren opera en su límite de control de velocidad (1000 rpm). Allí coincide la primera frecuencia natural del termopozo y la frecuencia de excitación 12X. Para este punto se hace necesario simular la respuesta forzada del termopozo, a fin de determinar si los esfuerzos a los que está sometido exceden la resistencia a la fatiga del material.

Análisis de esfuerzos - Respuesta forzada

Resistencia a la Fatiga

Para realizar un análisis de esfuerzos bajo carga cíclica, es necesario calcular la resistencia a la fatiga del material. La Tabla 10 resume los cálculos realizados, observándose que la resistencia a la fatiga del material es de 29,17 kpsi.

Cálculo de Esfuerzos Utilizando FEA

Se calcularon los esfuerzos soportados por el termopozo cuando opera con frecuencias de excitación igual a la primera frecuencia natural, previamente calculada. Para este análisis se requiere conocer la magnitud y ubicación de la fuerza aplicada, o en su defecto, el movimiento que describe algún punto del termopozo, cuando las fuerzas están aplicadas (condición de borde). Para este estudio se consideró una amplitud de vibración de 1,369 in/s, igual al máximo valor medido en campo, Tabla 9.

El punto de mayor concentración de esfuerzos se encontró en el perímetro superior del cordón de soldadura, justo donde se originó la grieta, con un valor de 142 kpsi, Figura 21. Este valor excedió en casi cinco veces el límite de fatiga de material (29,17 kpsi), confirmando la hipótesis 2.3 de la Figura 8.

Estimación de Ciclos de Carga para Falla por Fatiga

La Tabla 11 y la Figura 22, muestran la distribución de velocidades a la cual operó el compresor durante un período de 1757 horas (muestra de 632.461 datos), previas a la ocurrencia de la falla.

El histograma indica que el tren operó al menos un 0,03% del tiempo en su límite máximo por control de velocidad (1.000 RPM). Al multiplicar este valor por las 17.000 h de vida del termopozo, se tiene que el mismo acumuló 510h de operación en resonancia, equivalentes a 4x10⁸ ciclos de carga a una frecuencia de 212,45 Hz (12.700 cpm), suficientes como para producir falla por fatiga.

Diagrama de Fatiga

Finalmente, el resultado del estado de esfuerzo obtenido fue representado en el diagrama de fatiga, Figura 23. Observándose el punto de esfuerzos (para el termopozo original) muy por encima de las líneas de seguridad, en la zona de falla.

Propuestas de diseños alternos

PROPUESTA 1: Recortar el Vástago del Termopozo

Con el fin de aumentar la frecuencia natural del termopozo, se propone como primera opción, recortar el vástago o inserto, de tal manera que.

por lo tanto,

La diferencia de este modelo con el base, es la longitud del vástago del termopozo, tal como se muestra en la Figura 24, el resto de las dimensiones permanecen iguales.

Los resultados muestran una frecuencia natural de 329,255Hz (19.755 cpm), con un factor de seguridad igual a 44, Figura 25.

Una desventaja de esta propuesta es que la longitud del inserto en contacto permanente con el fluido en movimiento es pequeña o prácticamente nula, de acuerdo a las dimensiones de la tubería en la cual está inserta. Esto ocasionaría desviaciones o errores en la medición de temperatura.

PROPUESTA 2: Aumentar el Diámetro Externo del Vástago

Con el fin de aumentar la frecuencia natural del termopozo, se propone como segunda opción, aumentar el diámetro externo del vástago, de tal manera que se cumpla la Ec. 7.1, por lo tanto,

La diferencia de este modelo con el base, es el aumento del diámetro del vástago del termopozo, quedando iguales el resto de las dimensiones, condiciones de borde y material, Figura 26.

Los resultados muestran una frecuencia natural de 308,747Hz (18.524 cpm), con un factor de seguridad igual a 29, Figura 27.

Diagrama de Fatiga

Representando los resultados de esfuerzos, de las propuestas 1 y 2, en el diagrama de fatiga, Figuras 28 y 29. Se observa que ambos estados de esfuerzos se encuentran por debajo de las líneas de seguridad, en el área de vida infinita.

Conclusiones

1. La fuga de gas se originó por causa de una grieta pasante en el cordón de soldadura del termopozo.

2. La grieta en el termopozo fue causada por el mecanismo de fatiga debido al incremento de los esfuerzos por la operación en resonancia, cada vez que el tren alcanzaba velocidades cercanas a las 1.000 RPM.

3. No se detectaron defectos metalúrgicos en el material del termopozo y en el cordón de soldadura.

4. La metalografía detectó la presencia de carburos precipitados en los bordes de grano de un área mínima localizada. Estos, sin embargo, no contribuyeron al mecanismo de falla estudiado.

5. Los soportes instalados, en la brida del termopozo, disminuyeron las amplitudes de vibración en la dirección vertical y axial del vástago, en 39 y 50% respectivamente, sin embargo, en la dirección horizontal se incrementó en 21%.

Recomendaciones

1. Modificar el diseño del termopozo para aislarlo de la condición de operación de resonancia. Para ello, es necesario involucrar al fabricante con el fin de validar si las dos propuestas de modificación contenidas en este informe, son aplicables a la instalación. Se prefiere la opción de mayor diámetro para no introducir errores en las mediciones de temperatura.

2. Remover el resto de los termopozos instalados y hacer inspección con tintes penetrantes, a fin de detectar la existencia de grietas. Incorporar este tipo de inspección en los planes de mantenimiento programado, de la instalación.

3. Realizar un muestreo de vibración a los equipos (botellas, termopozos, soportes, etc.) de los trenes restantes, para verificar la existencia de altos niveles de vibración. En aquellos casos en los cuales no se ha instalado el soporte adicional a la brida del termopozo, será indispensable realizar un monitoreo antes y después de la modificación, a fin de registrar el beneficio real que aporta el soporte.

4. Mejorar el diseño de la soportería para aquellos casos en los que se detecte alta vibración, aún después de instalado el soporte de diseño actual. Asegurar, mediante simulación FEA. que los esfuerzos resultantes tienen el factor de seguridad adecuado.

5. Consultar al fabricante sobre beneficios de los aceros inoxidables austeníticos, tipo 304L ó 316L (aceros con un menor contenido de carbono: 0,03 máx.), ya que minimizan la probabilidad de precipitación de carburos en la matriz.

Referencias

• Shigley E., “DISEÑO EN INGENIERÍA MECÁNICA”, Quinta Edición, Editorial Mc Graw Hill, México (1999).

• Ehrich F., “HANDBOOK OF ROTORDYNAMICS”, Primera Edición, Editorial Mc Graw Hill, USA (1992).

Anexos

Enrique González

Chairman Predictiva21 / CMO E&M Solutions, Asset Mgmt ISO 55000, Reliability, Vibration & Turbomachinery

José Antonio Salazar

Gerente de Proyectos, Full-stack developer, Ingeniero, MBA, PMP