EVALUACIÓN FITNESS FOR SERVICE DE INTEGRIDAD ESTRUCTURAL Y VIDA RESIDUAL EN REACTORES DE HIDROTRATAMIENTO

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1 1 EVALUACIÓN FITNESS FOR SERVICE DE INTEGRIDAD ESTRUCTURAL Y VIDA RESIDUAL EN REACTORES DE HIDROTRATAMIENTO Robin Javier Córdoba T. Luis Eduardo Zabala C. Jairo Humberto Guzmán M. Germán Tobacia Q. Instituto Colombiano del Petróleo. ECOPETROL-ICP RESUMEN Se evalúo la integridad estructural y vida residual, de acuerdo a los lineamientos de Fitness For Service, de dos reactores de hidrotratamiento de la refinería de ECOPETROL en Barrancabermeja (Colombia). Los reactores de hidrotratamiento han estado trabajando durante 22 años y se realizó un primer estudio de integridad hace 5 años. Las características de degradación de este tipo de reactores están asociadas principalmente al daño por hidrógeno, ataque por hidrógeno y fragilización por hidrógeno, fragilización por revenido, disbonding, crecimiento de fisuras facilitado por la presencia de hidrógeno y perdida de tenacidad del material. El análisis de la evaluación determinó que el factor predominante en la integridad y vida residual de los reactores estaba asociado a la presencia de fisuras en la interface overlay - material base, las cuales podrían avanzar hacia el exterior ayudadas por una degradación de la tenacidad del material producto de la fragilización por revenido, característica importante en este tipo de material de construcción de los reactores, 2¼Cr-1Mo. El estudio demostró que el reactor puede seguir operando bajo régimen seguro por lo menos otras 75, horas, si se tienen en cuenta las recomendaciones presentes en el procedimiento de arrancada y apagada de los reactores. 1. INTRODUCCION En la unidad de Unibon de la refinería de petróleo de Barrancabermeja existen dos reactores de hidrotratamiento (R-2651 y R-2652). Los reactores han estado trabajando desde 1979, llevándose acabo una primera evaluación de su integridad en En esa evaluación se estimo una vida residual de por lo menos 1. horas y se sugirió una nueva evaluación en 5 años [1]. La evaluación de integridad de reactores de hidrotratamiento ha sido ampliamente estudiada por la empresa Japan Steel Works [2-8]. La vida remanente en estos casos es usualmente relacionada a las fisuras [6,7,9].

2 Los principales factores que perjudican la tenacidad del material son la presencia de hidrógeno y la fragilización por revenido [1-15]. El factor J (J = (%Mn + %Si)*(%P + %Sn)*1 4 ) es el parámetro más reconocido para estimar la degradación del material debido a la fragilización por revenido, él cual fue desarrollado por Watanabe y sus colaboradores en la J.S.W. La vida residual y la integridad estructural para esta clase de reactores de hidrotratamiento, fabricados de 2¼Cr 1Mo y trabajando por debajo del régimen de creep, son usualmente evaluados de acuerdo al modelo de fisuración asistida por hidrógeno ayudado por fragilización por revenido, él cual es importante en las paradas y arrancadas del reactor [1,6,7,9,16]. La fatiga en estos reactores de hidrotratamiento no es un factor importante debido al bajo numero de ciclos en paradas y arrancadas que experimenta el reactor [17]. Un breve resumen de la historia de paradas de los reactores es la siguiente: de 1979 a 1995 hubo 19 cambios de catalizador, 41 paradas de más de 3 días y 35 paradas entre 1 y 2 días. En este momento no se tiene un registro exacto a partir de 1995 hasta 21, sin embargo se estima que la operación ha sido similar. El propósito de este trabajo fue desarrollar una evaluación Fitness For Service (basada en API RP 579) de las fisuras presentes en los reactores R-2651 y R-2652 a partir de los datos obtenidos en las inspecciones por ultrasonido realizadas en los años 2 y DATOS DE OPERACIÓN Y DISEÑO. Las características generales de los reactores se presentan en la tabla 1. Tabla 1. Datos de operación y diseño. R-2651 R-2652 Material Base 2¼Cr-1Mo 2¼Cr-1Mo Espesor M.B. (mm) Overlay Espesor O.(mm) 1 1 σy (MPa) UTS (MPa) T Max. ( C) P Max. (MPa) PH2 fin corrida (MPa) La relación entre la presión y la temperatura en paradas y arrancadas es presentada en las figuras 1-4. Estas figuras son ejemplos de un procedimiento típico de parada y arrancada. La peor situación se presenta en la arrancada ya que se alcanza una presión de hasta 75 psi (5.17 Mpa) mientras el reactor esta frío, 1 F (38 C ). 2

3 3 APAGADA R-2651 APAGADA R-2652 Temperatura ( F) Temperatura ( F) Presión (psi) Presión (psi) Figura 1. Apagada R Figura 2. Apagada R Temperatura ( F) ARRANQUE R Presión (psi) Figura 3. Arrancada. R Temperatura ( F) ARRANQUE R Presión (psi) Figura 4. Arrancada. R CONCENTRACION DE HIDRÓGENO EN LA PARED DEL REACTOR. El perfil de concentración de hidrógeno en la pared de este tipo de reactores de hidrotratamiento se ilustra en la figura 5 [18,19]. Los valores de concentración de hidrógeno calculados para ambos reactores se pueden apreciar en la tabla 2. C1 Overlay C3 C2 Material base Disbonding Ataque por hidrógeno Fragilización por hidrógeno Estado estacionario Apagada C4 Figura 5. Perfil de concentración de hidrógeno a través de la pared del reactor.

4 Tabla 2. Concentración de hidrógeno en la pared del reactor. 4 Concentración de hidrógeno en la pared del reactor PH 2 T tb tc C1 C2 C3 C4 (MPa) ( C) (mm) (ppm) R R De acuerdo a la literatura [16,2] para un acero con una UTS alrededor de 69 MPa (1 Ksi), el nivel de seguridad de hidrógeno ha sido estimado en 8.5. ppm. Nuestra máxima concentración de hidrógeno en el metal base fue calculada como 2.13 ppm. 4. DEGRADACIÓN DE LA TENACIDAD DEL MATERIAL La degradación de la tenacidad del material fue evaluada usando el factor J. Los archivos de composición química para los reactores están incompletos, la concentración de Sn no fue reportada. De acuerdo a la literatura para materiales similares en ese tiempo [6-9], y el diagrama de evolución del factor J (Figura 6), la concentración de Sn puede ser establecida como.7 %. Ver tabla 3. J-factor, ( Si + Mn )( P + Sn)x1E ra (52) (121) (172) Generacion de Reactores 2da 3ra 4ta (9) Promedio Número entre parentesis = Calor Total (99) 152 (61) 1 2 (142) (99) Años de Reemplazo en Orden Figura 6. Evolución del factor J con el tiempo. Tabla 3. Calculo del factor J. % Mn % Si % P % Sn *J FATT ( C) R R De la tabla 3 se puede establecer una FATT de 117 C con un limite de confidencialidad del 99 %. De la figura 7 se puede establecer un KIC = 1 Ksi inch (112 Mpa m ) y un KIH = 26 MPa m.

5 5 4. ANÁLISIS DE ESFUERZOS Figura 7. KIC, KIH vs FATT Los esfuerzos evaluados en este análisis fueron los producidos por presión interna, gradiente de temperatura en el material base, diferencia de coeficientes de expansión térmica entre el material base y el overlay, esfuerzos residuales por la soldadura de overlay y esfuerzos residuales en las soldaduras de unión. El análisis de esfuerzos se realizo por el método de elementos finitos. De acuerdo a la literatura las fisuras para esta clase de reactores de hidrotratamiento pueden crecer en las paradas y arrancadas mientras el reactor permanece frío. Se trabajo con la peor condición, la arrancada. El análisis de esfuerzos es similar para ambos reactores R-2651 y R Esfuerzos por el Overlay Los esfuerzos producidos por el Overlay han sido ampliamente estudiados en la industria. La distribución común de esfuerzos en reactores con overlay se puede observar en la figura 8. En esta figura podemos encontrar altos valores de esfuerzos residuales en tensión en el espesor del overlay y bajos esfuerzos residuales en compresión a lo largo del espesor del material base. En nuestro caso, todas las fisuras comienzan en la interface material base overlay, y avanzan hacia el material base, por lo tanto estos esfuerzos en el overlay no son importantes [21-24]. Overlay Metal base 5 2 ¼ Cr-1Mo 4 3 σr σz 9 2 σy 1 σz 3 Esfuerzo residual (Mpa) Distancia desde la superficie interna (mm) Figura 8. Distribución de esfuerzos a través del espesor por el overlay.

6 Esfuerzos por presión interna. Los esfuerzos producidos por la presión interna en el arranque del reactor son presentados en la tabla 4. El análisis por elementos finitos es mostrado en la figura 9, con una presión interna de 75 psi (5.17 Mpa) Esfuerzos por gradiente térmico. Los esfuerzos por gradiente térmico en las arrancadas son mostrados en la tabla 4. De acuerdo con las figuras 1-4, se trabajó con 15 F (65 C) para temperatura interna y 1 F (38 C) para temperatura externa (figura 1). El análisis de esfuerzos por elementos finitos es presentado en la figura Esfuerzos por soldadura de unión. Los reactores fueron tratados térmicamente después del proceso de soldadura en el tiempo de su construcción. Por lo tanto los esfuerzos residuales fueron tomados como el 2 % de esfuerzo de fluencia. Tabla 4. Análisis de esfuerzos Categ. Análisis de esfuerzos (MPa) Presión Térmico Overlay Residual Primario Secundario Pm Pb Qm Qb Qm Qm R-2651 R-2652 Cuerpo Cabeza Cuerpo Cabeza Circf Long Circf Long* Circf Long Circf Long*

7 7 Figura 9. Esfuerzos por presión interna. Figura 1. Perfil de temperaturas en el arranque. Figura 11. Esfuerzos por diferencia de temperatura y coeficiente de expansión térmica. 5. EVALUACIÓN FITNESS FOR SERVICE. La evaluación FFS fue realizada de acuerdo con la RP API 579 sección IX. La fatiga no es importante por que hay muy pocos ciclos de pagada y arrancada del reactor. Las juntas de las soldaduras se consideraron que estuvieran bien alineadas. Las fisuras evaluadas se escogieron entre las de mayor tamaño de acuerdo a los reportes de inspección. Las fisuras fueron divididas en longitudinales y circuferenciales en el cuerpo y cabezas de los reactores. En todos los casos las fisuras evaluadas estaban contenidas dentro del rango de operación segura, de acuerdo a la curva FAD (figuras 12-16). Los tamaños máximos permisibles para cada caso son mostrados en las tablas 5 y 6.

8 8 DIAGRAMA DE EVALUACIÓN DE FALLA (FAD) DIAGRAMA DE EVALUACION DE FALLA (FAD) Kr.6 Kr Lr Lr Figura 12. FAD. R-2651, Fisuras circuferenciales. Cuerpo. Figura 13. FAD. R-2651, Fisuras en cabezas DIAGRAMA DE EVALUACION DE FALLA (FAD) DIAGRAMA DE EVALUACIÓN DE FALLA (FAD) Kr.6 Kr Lr Lr Figura 14. FAD. R-2651, Fisuras. longitudinales Cuerpo. Figura 15. FAD. R-2652, Fisuras circuferenciales. Cuerpo DIAGRAMA DE EVALUACION DE FALLA (FAD) Kr Lr Figura 16. FAD. R-2652, Fisuras en cabezas. 7. VIDA RESIDUAL. La vida residual para los reactores R-2651 y R-2652 fue estimada de acuerdo con el procedimiento desarrollado por Watanabe [6,7]. Para esta clase de reactores de hidrotratamiento la velocidad de crecimiento de fisura comúnmente usada es la representada en las siguientes ecuaciones:

9 9 da = m C KI {1} dt da da = KI ( inch / hour) {2} dt dt KI ( Ksi inch) t = t dt = a cr da CK m I m 2 m t = [( ) ( ) m / 2 m ( m 2) CM σ a acr ] Donde M = 1.21 π/q Note que en este caso, el tiempo de vida residual estimada por la ecuación 2 representa el tiempo en paradas. La vida residual total es la suma entre este valor y el tiempo en operación. La vida residual estimada en este estudio fue basada en el peor de los casos de acuerdo a las curvas FAD, los resultados pueden ser observados en las tablas 5 y 6. En orden a ser más conservativos en este análisis, se consideraron todos los esfuerzos como esfuerzos de membrana primarios. Tabla 5. Vida residual. σ Tiempo acr ao σ Residual σ Térmico Ubicación Presión Estimado Fisura (mm) (mm) (MPa) (MPa) (MPa) (horas) R-2651 Shell-C ,84 R-2651 Head-C ,17 R-2651 Shell-L ,64 R-2652 Shell-C ,75,539 R-2652 Head-C ,18,4 Tabla 6. Vida residual. Sin considerar esfuerzos térmicos. σ acr ao Ubicación Presión σ Residual σ Térmico Tiempo Estimado Fisura (mm) (mm) (MPa) (MPa) (MPa) (horas) R-2651 Shell-C ,32,666 R-2651 Head-C ,364,92 R-2651 Shell-L ,663,423 R-2652 Shell-C ,858,449,51 R-2652 Head-C ,159,452,46 8. ANÁLISIS DE RESULTADOS De acuerdo a los resultados obtenidos en los FADs, figuras 12-16, todas las fisuras evaluadas están en el rango de aceptación para el nivel III FFS desarrollado. El hidrógeno en estos reactores de hidrotratamiento puede causar ataque por hidrógeno a alta temperatura y fragilización por hidrógeno a temperatura ambiente. Daños producidos por ataque por hidrógeno no están reportados en el informe de inspección así que los consideramos no críticos en el análisis, en la próxima inspección se recomienda emplear la técnica apropiada para buscar ataque por hidrógeno. La fragilización por hidrógeno esta directamente relacionada con la concentración de

10 1 hidrógeno y las propiedades mecánicas del material. En nuestro caso los reactores están construidos de 2¼Cr-1Mo con una UTS por debajo de 1 Ksi (689 Mpa). De acuerdo a la literatura el nivel de seguridad de hidrógeno reportado para 2¼Cr-1Mo con una UTS máxima de 1 Ksi (689 Mpa) es 8.5 ppm. En nuestro caso la concentración máxima de hidrógeno es de 2.13 ppm, por lo tanto el hidrógeno no es un factor primordial en la integridad estructural de los reactores analizados. La fragilización por revenido puede ser el principal factor que afecte la tenacidad del material en este momento y en el futuro. No hay datos suficientes para estimar el factor J con exactitud sin embargo debemos ser conservativos y considerar los reactores como de vieja generación con un alto valor de J. En estas condiciones encontramos que la FATT puede estar alrededor de 117 C (242 F), el cual es un valor muy alto. Actualmente, de acuerdo a las figuras 1-6, los reactores son presurizados a 75 psi (5.17 Mpa) cuando la temperatura de los reactores es alrededor de 1 F (38 C). Este procedimiento no es recomendado porque hay una muy alta posibilidad que ocurra fractura frágil a esta temperatura. La recomendación presente en el procedimiento de arranque y paradas de los reactores La temperatura de las paredes del reactor debe ser al menos de 35 F (177 C) antes que la presión alcance los 5 psi (3.5 Mpa), se debe cumplir para evitar problemas de crecimiento de fisuras en el arranque. La vida residual estimada a partir de la ecuación 2, en el peor de los casos nos da un valor de 3,6 horas en paradas más el tiempo en operación. Es de notar que este es un calculo bastante conservativo con relación a los esfuerzos térmicos. Si evaluamos la situación sin el efecto de los esfuerzos térmicos podemos notar que el calculo de vida residual se incrementa apreciablemente en todos casos, tabla 6. Este calculo de vida residual sirve de estimativo para definir el tiempo para la próxima inspección. De acuerdo a los daños reportados y evaluados, a la historia de operación y al estudio de integridad anterior, se puede esperar una vida residual de por lo menos 7, horas, si y solo si la temperatura de los reactores en las paradas y arrancadas es mantenida por encima de 3 F (149 C) antes que la presión alcance los 5 psi (3.5Mpa). Esta estimación de vida residual debe ser chequeada por inspecciones periódicas por ultrasonido. Las próximas inspecciones se deben realizar cada dos cambios de catalizador inicialmente porque en las inspecciones pasadas (2 y 21) se encontraron nuevas fisuras en ambos reactores. Sin embargo las antiguas fisuras reportadas en 1995 no aumentaron su tamaño, no crecieron. 9. CONCLUSIONES La baja concentración de hidrógeno en el metal base (2.13 ppm máxima) no es un serio problema a la integridad estructural de los reactores porque el nivel de seguridad de hidrógeno para esta clase de material esta situado en 8.5 ppm. La fragilización por revenido en este momento puede ser el principal problema que afecte la integridad estructural de los reactores, facilitando el crecimiento de fisuras. Todas las fisuras evaluadas de acuerdo a la RP API 579 FFS sección IX están ubicadas dentro del régimen para operación segura.

11 La vida residual en los dos reactores R-2651 y R-2652 puede ser esperada en por lo menos 7, horas en servicio tomando en cuenta la recomendación de mantener una temperatura de al menos 3 F (149 C) antes de alcanzar una presión de 5 psi (3.5 Mpa) en las paradas y arrancadas. Este estudio debe ser revalidado en 4 años o antes si se encuentran nuevas evidencias de deterioro de la integridad de los reactores, en las próximas inspecciones. Las próximas inspecciones por ultrasonido deben ser realizadas cada 2 cambios de catalizador, al menos en las regiones con mayor daño, para asegurar que las fisuras actuales no estén creciendo y que no haya nuevas fisuras. Los datos de fragilización por revenido deben ser refinados, obteniéndose un análisis químico completo o por otros medios para obtener un valor más preciso. Se recomienda extraer una muestra de la pared del reactor para realizarle un ensayo de mecánica de fractura y obtener el valor real de la tenacidad del material para trabajar con datos más precisos, y obtener una vida residual con mayor exactitud REFERENCIAS BIBLIOGRÁFICAS. 1. I. Le May, Informe de evaluación de integridad y previsión de vida residual de la unidad de Unibon del Complejo Industrial de Barrancabermeja/Ecopetrol, Barrancabermeja, Diciembre de The Japan Steel Works LTD. Application of advanced Cr-Mo pressure vessel steel for high temperature hydrogen service, Technical presentation for hydrotreating pressure vessels, Japan, The Japan Steel Works LTD. Maintenance inspection of refinery pressure vessels, Technical presentation for hydrotreating pressure vessels, Japan, The Japan Steel Works LTD. Applicability of advanced pressure vessel steels for hydrotreating reactors based on ASME code, Technical presentation for hydrotreating pressure vessels, Japan, The Japan Steel Works LTD. Advanced design of heavy wall reactor for high temperature/pressure hydrogen services, Technical presentation for hydrotreating pressure vessels, Japan, T. Iwadate, J. Watanabe, Y. Tanaka, Prediction of the remaining life of hightemperature/pressure reactors made of Cr-Mo steels, Transactions of ASME, Vol. 17, p.p , August T. Iwadate, T. Nomura, J. Watanabe, Hydrogen Effect on Remaining life of hydroprocessing reactors, CORROSION, Vol. 44 No. 2, p.p , February J. Watanabe, Y. Murakami, A fracture safe analysis of pressure vessels made of 2¼Cr-1Mo steel, The tional corrosion forum devoted exclusively to the protection and performance of materials, p.p /126-8, Texas, U.S.A., March A. Bagdasarian, T. Ishiguro, Investigation of 26-year-old hydroprocessing reactors, Materials Performance, p.p , July 1994.

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