CP3 Manual Spanish

CP 3–TÉCNICO SUPERIOR EN PROTECCIÓN CATÓDICA

MANUAL DEL CURSO

Español Julio 2007 © NACE International, 2005

Introducción i

© NACE International, 2005 CP 3–Técnico Superior en Protección Catódica

Julio 2007

Asistentes (Quiénes Deberían Tomar el Curso) Este curso ha sido preparado y diseñado para individuos que poseen una amplia experiencia de campo y un sólido background en Protección Catódica, y cuya intención es obtener el Certificado de Técnico Superior de Protección Catódica (CP Technologist). Prerequisitos Para tomar este curso de entrenamiento, los estudiantes deberán cumplir con los siguientes requisitos: ALTERNATIVA 1 Experiencia de 8 años en trabajos de Protección Catódica, con un incremento en la responsabilidad técnica de los mismos. PLUS Diploma de Escuela Secundaria PLUS Conocimientos de cálculos de álgebra y logaritmos Certificacion CP-2 como Cathodic Protection Technician, o entrenamiento equivalente ALTERNATIVA 2 Experiencia de 6 años en trabajos de Protección Catódica, con un incremento en la responsabilidad técnica de los mismos. PLUS Un mínimo de 2 años posteriores a graduacion en la escuela secundaria, en materias que incluyan matemáticas, ciencias, que ejerciten sobre el manejo del algebra y el calculo de logaritmos. PLUS Certificacion CP-2 como Cathodic Protection Technician, o entrenamiento equivalente

Introducción ii


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ALTERNATIVA 3 Experiencia de 3 años en trabajos de Protección Catódica, con un incremento en la responsabilidad técnica de los mismos. PLUS Una carrera de 4 años en ingeniería o ciencias físicas. PLUS Certificacion CP-2 como Cathodic Protection Technician, o entrenamiento equivalente

Duración El Curso comienza el dia lunes a las 8 de la mañana y concluye el dia Sábado alrededor de las 15:30 horas.

Examen El curso finaliza con un examen final escrito. Este examen consta de 2 partes, Parte A y Parte B. La Parte A tiene un formato de opción múltiple (multiple choice) en tanto que la Parte B contiene ejercicios prácticos. Para completar exitosamente el curso se deberá obtener una nota de 70% (sumando los puntos de ambas partes A y B dividido por el total de los puntos). El examen final es a libro abierto y los participantes pueden traer notas, materiales de referencia (por ejemplo, libros, normas, etc.) al salón donde será tomado el examen. El examen final tendrá lugar el día Sábado. Se permite el uso de calculadoras operadas con baterías, que no tengan comunicación con el exterior ni elementos de impresión, aún con teclados alfanuméricos. Computadoras o Equipos de Calculo con un teclado del tipo QWERTY no serán permitidos. Equipos tales como palm, laptos, computadoras de escritorio, colectores de datos u organizadores de datos no pueden ser utilizados. No será permitido durante el tiempo de duración del examen, el uso de elementos de comunicación tales como pagers, o teléfonos celulares como así tampoco cámaras de fotos o grabadores.

Tramite para la Certificacion

Introducción iii


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Para obtener la Certificación como Técnico Superior en Proteccion Catódica (CP Cathodic Protection Technologist), debe ser aprobado el Examen Final y debe enviarse la Aplicacion correspondiente para que sea aprobada por NACE. Un Formulario de Aplicación está incluído en el Manual que es entregado al Participante.

CAPÍTULO 1 MECANISMOS DE LA CORROSIÓN

1.1 Consideraciones Termodinámicas La corrosión es el deterioro de un material como resultado de una reacción con el medio. Para un metal en contacto con una solución acuosa, ésta es una reacción electroquímica que implica la transferencia de carga eléctrica (electrones) a través de la interfase metal /solución. La energía que existe en los metales y que hace que éstos se corroan espontáneamente proviene del proceso mediante el cual el mineral se convierte en metal. La Tabla 1-1 es una lista de la energía libre en la formación de algunos óxidos metálicos, y especifica la cantidad de energía disponible en un metal (energía libre de Gibbs) para impulsar la reacción de corrosión.

Tabla 1-11

Energía Libre Standard (-ΔG°) de Formación de Algunos Óxidos en kcal/mol de Óxido a 27°C

Ag2O...... 2.55 Cu2O...... 34.6 PbO...... 45.0 NiO...... 51.4 FeO...... 54.6 (a 227°C) ZnO...... 76.2 MgO...... 136.5 Al2O3...... 377.6

Esta energía, impartida al metal durante el proceso de refinación, queda disponible como energía potencial (–ΔGo) para impulsar la reacción de corrosión cuando el metal se coloca en un medio acuoso. La Figura 1-1 ilustra este proceso para el hierro.

1 Scully, J.C., Fundamentals of Corrosion, Pergamon Press, Oxford, 1966, p.7.


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Mecanismos de la Corrosión 1:2

Óxido de Hierro

Energía (Horno de Fundición)

BESSEMER+ + PIPE MI LL +

Tierra

=Caño de Acero +

G O(- ) Óxido de Hierro

FigurA 1-1: Ciclo de Óxido de Hierro a Acero a Óxido de Hierro

Esto muestra que el hierro (o sus aleaciones) tenderán espontáneamente a transformarse hacia un estado de menor energía. La transformación se produce debido a un cambio en la energía libre (–ΔG°). Los metales son estructuras cristalinas en las que los átomos individuales se mantienen juntos por la atracción eléctrica de los electrones de unión o conducción (electrones externos) de cada átomo y los núcleos positivos de los átomos adyacentes. El entramado cristalino está compuesto de átomos agrupados en celdas unitarias que se repiten con un tipo de agrupación característico, como cúbica con centro en el cuerpo (CCC), cúbica con centro en las caras (CCC), o hexagonal(H) como se muestra en la Figura 1-2.2

a

aa

a

aa a a

a

c

cúbica con centro en el cuerpo cúbica con centro en las caras hexagonal (CCC) (CCL) (H)

Figura 1-2: Agrupación de Celdas Atómicas Unitarias en Estructuras Cristalinas Metálicas

2 Moffatt, W.G.; Pearsall, G.W.; and Wulff, J., Structure, John Wiley & Sons, Inc., New York, 1964, p.47.


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Para que un átomo metálico pueda abandonar la estructura cristalina, deberá superar la energía que lo une a los átomos adyacentes en la matriz cristalina. Los átomos metálicos no son inmóviles, sino que tienen una energía de vibración que depende de su temperatura, ya que ésta es un índice del movimiento atómico o molecular. A medida que la temperatura aumenta por encima del cero absoluto (-273°C o 0°K), el movimiento atómico aumenta y las uniones entre átomos pueden concebirse como elásticas. Por lo tanto, en el punto de fusión, el movimiento atómico es tan grande que las fuerzas de unión interatómica no pueden mantener la estructura cristalina. De modo parecido, a temperaturas ambientes los átomos superficiales, que tienen menos uniones interatómicas que los átomos internos, tienen más posibilidades de abandonar la estructura cristalina. Esto se verifica particularmente en las impurezas superficiales, dislocaciones cristalinas o planos de deslizamiento, donde hay menos uniones interatómicas y donde la energía térmica de vibración de algunos átomos mal unidos puede ser suficiente como para abandonar la estructura del entramado. Si un átomo metálico abandona la estructura cristalina, deja tras sí algunos de sus electrones de unión (ne–), de acuerdo con la siguiente reacción de oxidación:

Mo Mn+ + ne– [1-1]

La oxidación se define como una reacción en la cual un átomo, ion o molécula se vuelve más electropositivo. Ahora el átomo metálico se ha convertido en un ion metálico, con una carga neta positiva, llevando consigo la mayor parte de la masa atómica, constituida principalmente por el núcleo. También es posible que el ion metálico regrese a la estructura cristalina metálica, de modo que esta reacción puede ser reversible. Cuando un metal se encuentra en una solución acuosa, al ion metálico se le presentan otras posibilidades, debido a la presencia de la molécula polar de agua y otros cationes, como muestra la Figura 1-3 para el hierro. Al ser una molécula polar, el agua es atraída hacia la interfase metálica. Una pequeña cantidad de moléculas de agua (1 en 107 a pH 7) se ionizará para producir iones hidrógeno(H+) y oxhidrilos(OH–). Ahora el metal puede reaccionar anódicamente de dos maneras, distintas a la Reacción 1-1, ya sea para producir hidróxidos metálicos, como se muestra en la Figura 1-4, o iones acuosos, como se indica en las siguientes reacciones.

Mo + nH2O M(OH)n + nH+ + ne– [1-2]


Mo + mH2O MOmn-2m + 2mH+ + ne– [1-3]

Hierro Ion

Hierro Ion

Figura 1-3: Interfase Metal/Solución Acuosa

IronIonFe++

Fe

Fe

Fe

Fe

Fe

Fe

Fe

Fe

Fe

Fe

Fe

Fe

Fe

Fe

Fe

Fe

Fe

Fe

H+

H+

H+

H+

H+

Fe

Fe

Fe

FeOH-

Fe++OH-

OH-

OH+H+

OH+H+O

H+H+

OH+H+

OH+H+

Hierro Ion

Figura 1-4: La Corrosión Formando Hidróxido Férricos


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En cada caso, estas reacciones producen cargas positivas en la interfase, del lado de la solución, y dejan tras de sí cargas negativas en el metal. Está claro entonces que un metal en contacto con una solución acuosa desarrollará una diferencia de potencial (E) a través de la interfase, como muestra la Figura 1-5.

electroli tome ta l

E

Figura 1-5: Diferencia de Potencial a Través de la Interfase Metal/Agua debida a la Corrosión

1.2 El Diagrama de Pourbaix El potencial E que se desarrolla a través de la interfase está en función del metal involucrado y del pH (esto es, de la concentración relativa de iones H+ y OH– en la superficie). Usando relaciones energéticas básicas se puede calcular la tendencia termodinámica de un metal a corroerse según una o varias de las reacciones antes descriptas. Para el hierro, un diagrama de potencial-pH (llamado diagrama de Pourbaix) se ve como el de la Figura 1-6.3


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3 Pourbaix, M., Atlas of Electrochemical Equilibria in Aqueous Solutions, National Association of

Corrosion Engineers, Houston, TX, 1974, p.314.

- 2 0 2 4 6 8 10 12 1614

-1.6

-1.2

-0.8

-0.4

0

0.4

0.8

1.2

1.6

2

passivacion

b

a

pH

- 2 0 2 4 6 8 10 12 1614

-1.6

-1.2

-0.8

-0.4

0

0.4

0.8

1.2

1.6

2

inmunidad

3

corr

corrosion1

osion

(assuming passivation by a

2

film of Fe O )2 3


Figura 1-6: vación del Hierro – Diagrama en Agua a 25ºC

Las Líneas 1, 2 y 3 de la guientes reacciones:

Línea [1-4] Línea : + 2e– [1-5] Línea : Fe + e– [1-6]

te diferenciadas para la estabilidad relativa del ion ferros dad. En términos de energía osión, indica q la co e habrá orrosión. En la zona de inmunidad, el ion ferroso es relativamente insoluble y, or lo tanto, la corrosión es improbable. En la zona de pasivación, se forman

o la corrosión. Básicamente, la película pasiva de hidróxidos u óxidos forma una barre a Las b represe i ámica de molécula de agua, que tcons i disocia en líneas.

por cada dos moléculas de agua, se dos oxhidrilos, como se indica en la

líneas tienen importantes implicaciones al operar sistemas de protección ódica, como se verá más adelante.

Condiciones Teóricas de Corrosión, Inmunidad y Paside Pourbaix (pH) Simplificado para Hierro

Figura 1-6 corresponden a las si

: Feo Fe++ + 2e–

Fe + 2H2O Fe(OH)2 + 2H+

++ + 3H2O Fe(OH)3 + 3H+

Estas líneas limitan tres regiones clarameno (Fe++)–corrosión, pasivación e inmuni

, un electrodo de hierro con un potencial/pH dentro de la zona de corrue rrosión es posible, pero esto no significa necesariamente qu

cphidróxidos y óxidos de hierro sobre la superficie del metal, inhibiend

ra entre el substrato de hierro y el gua.

líneas a y ntan los lím tes de estabilidad termodin una depende del po encial y del pH. Entre las líneas a y b, se

idera que el agua es termodinám camente estable, pero se estas

La línea b, llamada línea del oxígeno, corresponde a la ruptura de una molécula de agua para producir gas oxígeno y iones hidrógeno, lo que resulta en la trasnsferencia de cuatro electrones a través de la interfase como se indica en la Reacción 1-7.

2H2O O2 + 4H+ + 4e– [1-7]

En la línea a, llamada línea del hidrógeno, roducen una molécula de gas hidrógeno y p

Reacción 1-8.

2H2O + 2e– H2 + 2OH– [1-8]

Ambas cat


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La línea , que representa la estabilidad de los iones de hierro entre corrosión e inmunidad, puede extenderse con respecto a la solubilidad relativa del ion ferroso, como muestra la Figura 1-7.4

pasivación

corrosión

inmunidad

Figura 1-7: Diagrama de Pou

rbaix para Hierro en Agua a 25ºC que Muestra las Líneas de Solubilidad del Fe++

La línea del diagrama de Pourbaix simplificado es reemplazada aquí por una serie de líneas, cada una de las cuales representa una solubilidad diferente del ion ferroso, desde 100 hasta 10-6 moles por litro de agua. Por consiguiente, a medida que el potencial del hierro se vuelve más electronegativo, disminuye la solubilidad del ion ferroso. Si bien teóricamente nunca llega a cero, a los efectos prácticos la velocidad de corrosión se ve reducida s insignificantes. La velocidad de corrosión prevista (mm/año) para el hierro en agua a 25°C puede representarse en el diagrama de Pourbaix como se ve en la Figura 1-8.5 La velocidad de corrosión decreciente correspondiente a potenciales cada vez más negativos resulta de la solubilidad decreciente del ion ferroso.

a valore

4 Pourbaix, M., Atlas of Electrochemical Equilibria in Aqueous Solutions, National Association of

Corrosion Engineers, Houston, TX, 1974, p.312. 5 Pourbaix, M., Atlas of Electrochemical Equilibria in Aqueous Solutions, National Association of

Corrosion Engineers, Houston, TX, 1974, p.316.


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a de Pourbaix para Hierro en Agua a 25ºC que

Corrosión Figura 1-8: Diagram Muestra Velocidades de

-2 0 2 4 6 8 10 12 1614- 1.6

-1 .2- 0.8

- 0.4 3 1 0.3

0

0.4

0.8

1 .21.6

2

pasivación1000mm/an

b

a 300100

-2 0 2 4 6 8 10 12 1614

0.8

1.2

1.6

2

3010

1

0.31 mm/an

-

1.6

-1.2

-0.8

-0.4

0

0.4

i

inmunidad

corrosión

pH


1.3 El Potencial del Electrodo

El potencial absoluto a través de la interfase metal/solución no puede determinarse mediante medición, y sólo puede medirse con respecto a un segundo electrodo llamado electrodo de referencia. Para el diagrama de Pourbaix se usa un electrodo muy estable llamado electrodo de hidrógeno.

soluciónacuosam e tal

Eelectrodo dereferencia

Figura 1-9: Medición del Potencial de un Metal Usando un Electrodo de Referencia

El electrodo de referencia de hidrógeno consiste en un alambre de platino rodeado por una solución con concentración 1 molar de iones hidrógeno(e.g., H2SO4 con pH 0) a través de la cual se burbujea gas hidrógeno. La solución se mantiene a 25ºC. La superficie de platino actúa como catalizador para la siguiente reacción reversible:

H+ + e– ↔ HO [1-9]

Bajo las condiciones especiales que rodean al platino, este electrodo mantiene un potencial muy estable. Por esto, y debido a que la reacción es reversible, este electrodo se conoce como electrodo standard de hidrógeno (ESH), ilustrado en la Figura 1-10. El potencial del ESH, EHo/H+, se toma como referencia (cero) a partir del cual se miden los potenciales de todos los otros electrodos. Por ejemplo, se usa para medir el potencial standard de metales puros para confeccionar una Serie Electromotriz (Tabla 1-2).

Figura 1-10: Electrodo Standard de Hidrógeno

Fuente:Jones, D., Principles and Prevention of Corrosion,MacMillan Publishing Co. 1992,p.64


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1.3.1 La Serie de Fuerzas Electromotrices

Tabla 1-26

La Serie Electromotriz a 25°C (77°F) (también llamada Serie FEM)

Electrodo

Potencial Standard, Eo

(con respecto al ESH) Volts

K+K –2.92 Na+Na –2.71

Mg++Mg –2.34 Al+++Al –1.67 Zn++Zn –0.76 Fe++Fe –0.44 Pb++Pb –0.13 Fe+++Fe –0.04 Potenciales

Menos Nobles H+1, H2M* (ESH) 0.00

KCl (sat.), Hg2Cl2Hg (ECS) (+0.245)** Potenciales Cu++Cu +0.34 Más Nobles I–, I2M +0.53 Ag+Ag +0.80

Br–, Br2M +1.07 H+, H2O, O2M +1.23

Cl–, Cl2M +1.36 Au+++Au +1.50 F–, F2M +2.87

*En esta tabla, M indica un electrodo de metal inerte que simplemente actúa como dador o receptor de electrones. Generalmente, a este fin se usa el platino .

**Éste no es un potencial standard, ya que el ECS no es un electrodo de estado standard. El potencial del electrodo de estado standard de calomelanos es de +0.268 volts.

Los potenciales standard (Eo) (con frecuencia llamados potenciales ”redox”) de varios metales puros se miden sólo bajo condiciones específicas (standard). Éstas consisten en una temperatura de 25°C, una solución 1 molar de concentración de iones metálicos, y un circuito de medición en el que los especímenes de metal puro no drenen corriente. La tabla resultante no sólo indica los potenciales standard del metal puro, sino que también relaciona la tendencia de cada uno a corroerse – cuanto más electronegativo es el potencial, mayor será la tendencia a la corrosión. El orden de los metales en la serie FEM es similar al de la Tabla 1-1, lo cual

6 deBethune, A. J., “Fundamental Concepts of Electrode Potentials”, Corrosion, Vol. 9, Oct. 1953, p.339.


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demuestra que la tendencia a la corrosión corresponde a la energía disponible en el metal para producir un óxido. 1.3.2 La Ecuación de Nernst La necesidad de mantener una solución 1 molar de iones metálicos indica la importancia de la concentración de estos iones a la hora de determinar la magnitud del potencial de un electrodo metálico. Cuando la concentración iónica no es 1 molar (o de actividad uno), el potencial del metal cambiará según la ecuación de Nernst:

)(M

)(Mo

MM o

n

ln F

RT E Eaa

n

+

+= [1-10]

donde: EM

o = potencial del metal en condiciones standard R = constante de los gases (8.31 J/mol – °K) T = temperatura absoluta n = cantidad de electrones transferidos F = constante de Faraday (96,500 coulomb) = actividad del ion metálico a = γm, donde γ es el coeficiente de

actividad (siempre <1) y m es la concentración molar del ion metálico

( +nMa )

( )oMa = actividad del metal (se asume que es 1) γ = coeficiente de actividad

La ecuación de Nernst indica que el potencial de un electrodo metálico es una función de la actividad del ion metálico, la que a su vez se relaciona con la concentración del ion metálico. A medida que aumenta la concentración del ion metálico (Mn+), el potencial del electrodo metálico se vuelve más electropositivo.

1.3.3 Electrodos de Referencia Comunes El electrodo standard de hidrógeno (SHE) es considerado un electrodo de referencia primario, ya que se usa para determinar el potencial de otros electrodos de referencia (secundarios), más aptos para uso en campo. En la industria de la corrosión y la protección catódica se utilizan diversos electrodos de referencia en forma rutinaria, como el electrodo saturado de cobre-sulfato de cobre (CSE), el de calomelanos saturados (SCE) y el de plata-cloruro de plata (SSC) según se deduce de la ecuación de Nernst, la concentración de iones metálicos es importante para mantener la estabilidad del potencial del electrodo de referencia. Estos electrodos


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de referencia secundarios tienen concentraciones iónicas específicas y sus potenciales correspondientes en relación al electrodo standard de hidrógeno, como muestra la Tabla 1-3.

Tabla 1-3: Electrodos de Referencia Comunes y sus Potenciales y Coeficientes de Temperatura

Electrodo de Referencia

Solución del Electrolito

Potencial @ 25°C (V/SHE)

Coef. de

Temp. (mV/°C

)

Usos Comunes

Cu/CuSO4 (CSE) CuSO4 Saturado +0.316 (3) 0.9(5) Suelos, agua dulce

Ag/AgCl (US) (SSC) 0.6M NaCl (3 ½%) +0.256(1) 0.33(1) Agua de mar o salobre(4)

Ag/AgCl (UL)

(SSC) KCl Saturado +0.222(6) 1.00(2) ---

Ag/AgCl (UL)

(SSC) 0.1N KCl +0.288(3) 0.43(3) ---

Calomelanos Saturados

(SCE) KCl Saturado +0.241(6) 0.66(3) Agua, laboratorio

Zn (ZRE) Solución Salina –0.79 ±0.1(2) --- Agua de mar

Zn (ZRE) Suelo –0.80 ±0.1(2) --- Enterrados US – unión sólida UL – unión líquida

(1) Peterson, M.H. y Groover, R.E., “Las mediciones indican que el electrodo de Ag/AgCl es una celda de referencia ideal en agua de mar”, Materials Protection, Vol. 11(5), Mayo 1972, p.19-22.

(2) von Baeckmann, W., Schwenk, W., y Prinz, W., Handbook of Cathodic Protection, Gulf Professional Publishing, 1997, p.80.

(3) Uhlig, H.H., Corrosion and Corrosion Control, John Wiley & Sons, 2nd Edition, 1971, p.33-36. (4) El potencial se vuelve más electropositivo a medida que aumenta la resistividad. Véase

monografía para la corrección en aguas de resistividad variable en NACE RP0176, última edición, o (1).

(5) Ansuini, F., y Dimond, J., Factors Affecting the Accuracy of Reference Electrodes, Materials Performance, Vol. 33(11), Nov. 1994, p.14-17.

(6) Jones, D., Principles and Prevention of Corrosion, MacMillan Publishing Co., 1992, p.65. 1.3.4 Efecto de la Temperatura sobre los Potenciales de Electrodos de Referencia

El efecto de la temperatura sobre el potencial de referencia puede expresarse mediante la siguiente ecuación:

Et = Eo

25°C + kt(T–25°C) [1-11] donde: kt = coeficiente de temperatura Et = potencial de referencia a una temperatura (t)


Por lo tanto, el potencial de un electrodo de referencia de cobre-sulfato de cobre a 5°C sería:

ECSE/SHE @5°C = +0.316 VSHE + 0.0009V/°C (5°C – 25°C) = +0.316 VSHE – 0.018 VSHE = +0.298 VSHE o a 40°C, su potencial sería: ECSE/SHE @40°C = +0.316 VSHE + 0.0009V/°C (40°C – 25°C) = +0.316 VSHE + 0.014 VSHE = +0.330 VSHE

1.3.5 Cómo Convertir Potenciales Medidos entre Distintos

Electrodos de Referencia

En la práctica, con frecuencia resulta necesario convertir un potencial medido con respecto a un electrodo de referencia, a otro electrodo de referencia. Esta conversión puede hacerse tanto aritmética como gráficamente. El método gráfico se ilustra usando la escala de la Figura 1-11 para un potencial original de –800 mV medido en un metal “X” con respecto al electrodo de referencia de cobre-sulfato de cobre (CSE).

ZRE

Xo/Xn+

SHE 0.0

0.2410.256

SCE

CSE 0.316

0.80

0.06V

0.740V 0.725V

0.075V

0.80V

0.316V

1.116V

0.222SSC(LJ)

SSC(SJ)

(SJ) = sólo cloruro de plata sólido (AgCl) sobre el alambre de plata. (LJ) = un alambre de plata rodeado por una solución concentrada de KCl.

Figura 1-11: Escala de Conversión entre Electrodos de Referencia

Para un potencial de –0.800 VESC, la medición de un electrodo metálico desconocido Xo/Xn+ con respecto al electrodo CSE debe convertirse a los siguientes potenciales con respecto a otros electrodos de referencia secundarios:


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Xo / Xn+ / SCE es –0.80 VCSE – (–0.075 VSCE) = –0.725 VSCE [1-12]

Xo / Xn+ / SSC es –0.80 VCSE – (–0.060 VSSC) = –0.740 VSSC (SJ) [1-13]

Xo / Xn+ / ZRE es –0.80 VCSE – (–1.116 VZRE) = +0.316 VZRE [1-14]

Esta conversión puede realizarse aritméticamente mediante los siguientes pasos:

1. Determine la diferencia de potencial entre el primer electrodo de referencia y el segundo(por ej., CSE es +75mV con respecto al SCE).

2. Sume la diferencia de potencial original para obtener el potencial convertido.

por ej., Xo / Xn+ / SCE = +75 mV + (–800mVCSE) = –725 mVSCE

1.4 La Celda de Corrosión

Una reacción electroquímica produce o consume electrones. Las Ecuaciones 1-1, 1-2, y 1-3 producen cargas positivas del lado de la interfase que corresponde a la solución y dejan tras de sí cargas negativas (electrones). Cuando se forman hidróxidos u óxidos, como en las Reacciones [2] y [3], se ve perturbada la neutralidad eléctrica del agua y del metal. La formación del hidróxido ferroso deja tras de sí dos cargas positivas excedentes en el agua y dos electrones excedentes en el metal. Esto da por resultado que los electrones se alejen del punto de corrosión y circulen hacia una superficie adyacente, donde hay una atracción natural hacia los iones hidrógeno positivos. El ion hidrógeno captará un electrón para formar un átomo de hidrógeno(Ho), generalmente llamado hidrógeno naciente, como se indica en la siguiente reacción: H+ + e– Ho [1-15] Como las dos reacciones de corrosión continúan, tanto la que forma hidróxidos como la que forma óxidos, habrá una reacción asociada entre las cargas excedentes para mantener la neutralidad eléctrica, como muestra la Figura 1-12.


OH-

H+

H+

H+

O


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Fe++

Electrolyte

Fe

Fe

Fe

Fe

Fe

FeH+

Fe

Fe

Fe

Fe

Fe

Fe

Fe

Fe

Fe

Fe

Fe

Fe

Fe

Fe

Fe

ElectronPath

Anode

Cathode

OH-

OH-

O H+H+H+

OH+H+

OH+H+

OH+H+

Figura 1-12: Celda de Corrosión del Hierro

La ubicación sobre la superficie del hierro donde se produce la corrosión se llama ánodo. La corrosión se define como una reacción de oxidación, ya que el material que se oxida, en este caso los átomos de hierro, se vuelve más electropositivo como resultado del proceso de corrosión. Por lo tanto, la reacción de corrosión es una reacción de oxidación. Llamamos cátodo al punto en el que los electrones excedentes se transfieren a través de la superficie para ser captados por los iones hidrógeno positivos. El cátodo se define como la superficie sobre la que se lleva a cabo la reacción de reducción [1-15]. La reducción es una reacción en la que los elementos que se reducen, en este caso iones hidrógeno, se vuelven más electronegativos. Así, el proceso completo de la corrosión implica tanto reacciones de oxidación como de reducción que transfieren cargas a través de la interfase metal/electrolito. Llamamos a este proceso celda electroquímica. A medida que continúa la actividad de corrosión en el ánodo, las cargas positivas (por ej., iones hidrógeno) circulan por el agua y las cargas negativas circulan por el metal hacia el sitio catódico. La corriente convencional circula en la dirección de la carga positiva (es decir, desde el ánodo hacia el cátodo en el agua, y desde el cátodo hacia el ánodo en el metal), como muestra la Figura 1-13.


Fe

Fe

Fe

Fe

Fe

Fe

H+

H+H+

H+ H+

Fe

Fe

Fe

Fe OH-

Fe++OH-

OH-Fe(OH)2

Fe

O O


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FeH+H+ H+H+

Fe

Fe FeAnode

Fe Fe

Fe

Fe

Fe

Fe

Fe

FeCathode

Ho

Ho OH+H+

OH+H+

OH+H+

Icorr

Cátodo

Anodo

Figura 1-13: Dirección de la Corriente Convencional (flujo de cargas positivas)

1.4.1 Componentes de la Celda de Corrosión Toda la actividad corrosiva tiene lugar dentro del ámbito de una celda de corrosión, la cual tiene cuatro componentes básicos:

• Un ánodo (donde tiene lugar la reacción de oxidación) • Un cátodo (donde tiene lugar la reacción de reducción) • Un paso o camino electrónico que permite a los electrones

circular desde el ánodo hacia el cátodo (dentro del metal) • Un paso electrolítico que permite a los iones circular entre el

ánodo y el cátodo (en el electrolito) Cualquier solución que contiene iones es un electrolito. Los suelos generalmente contienen agua con diversos iones en solución, no sólo hidrógeno y oxhidrilos. En suelos y aguas poco o no-aireados, la típica reacción de reducción es la reducción del hidrógeno, como muestra la Reacción 1-15. En suelos y aguas aireadas, donde está presente el oxígeno disuelto, la siguiente reacción de reducción también transfiere electrones a través de la interfase metal/electrolito. O2 + 2H2O + 4e– 4OH– [1-16]


Los átomos de oxígeno tienen afinidad con los electrones dado que su orbital externo sólo tiene 6 electrones. Si tuviera 8 electrones, sería más estable. Por lo tanto, un átomo de oxígeno captará 2 electrones en el cátodo para completar su orbital externo. Esta reacción de reducción produce oxhidrilos que modifican el pH en el sitio catódico en la dirección alcalina. Cuando se establece una celda de corrosión, los otros iones presentes en la solución tenderán a migrar ya sea hacia el ánodo o hacia el cátodo. Los iones con carga positiva, como Na+, K+, Ca++, y Mg++, migran hacia el cátodo al igual que los iones hidrógeno. Por esto, todos los iones con carga positiva se llaman cationes, porque se mueven hacia el cátodo. Asimismo, los iones con carga negativa, como Cl–, SO4

=, NO3–, CO3

=, y HCO3–,

migran hacia el ánodo, como los oxhidrilos. Por esto, todos los iones con carga negativa se llaman aniones, porque se mueven hacia el ánodo. La Figura 1-14 muestra una celda de corrosión activa; está indicada la dirección en que se mueven las cargas.

OXIDACION

Anodo

REDUCCION

Cátodo

Electrolito

Figura 1-14: Movimiento de Cargas en una Celda de Corrosión

El flujo de cargas ilustrado en la Figura 1-14 produce una corriente de corrosión. La convención internacional adoptada para la dirección de la corriente (es decir, la dirección de la corriente convencional) establece que la dirección de la corriente es la dirección en que circulan las cargas positivas. Por consiguiente, la dirección de la corriente de corrosión en una celda de corrosión es del ánodo al cátodo a través del electrolito, y del cátodo al ánodo a través del paso externo o metálico, como vemos en la Figura 1-15.


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OXIDACION

Anodo

REDUCCION

Cátodo

Electrolito

Icorr

Icorr

Figura 1-15: Dirección de la Corriente Convencional (Cargas positivas) en una Celda de Corrosión

1.4.2 Cinética de la Celda de Corrosión (Polarización) Si el paso electrónico de la celda de corrosión pudiera ser interrumpido, la celda quedaría a circuito abierto y la corriente de corrosión (Icorr) sería igual a cero. Dejando pasar un cierto tiempo para que el equilibrio se establezca en las interfases de ánodo y cátodo, podrían medirse sus potenciales a circuito abierto, Ea,oc y Ec,oc (OC por open circuit, circuito abierto) respectivamente, con respecto a un electrodo de referencia colocado en las respectivas interfases. Esta condición de circuito abierto se muestra en la Figura 1-16.

H+

Fe

OH-

Fe++OH-

OH-

Fe

Fe

Fe

Fe

Fe

Fe

FeFe

Fe

Fe

Fe

Fe

Fe

Fe

Fe

Ea,oc

Fe

Fe

Fe

Fe

Fe

Fe

Fe

Fe

Fe

Ec,oc

Ecell

A

OH-

H+

H+

OH+H+

OH+H+

OH+H+Fe++

Fe++

Fe Fe

Fe Fe

© NACE International, 2005 CP 3–Técnico Superior en Protección Catódica Julio 2007


Figura 1-16: Celda de Corrosión a Circuito Abierto

La diferencia de potencial entre el ánodo y el cátodo es la FEM de la celda (Ecelda) que equivale a la energía libre de Gibbs (ΔGo) del metal en la siguiente equivalencia.

FG E

o

celda nΔ−

= [1-17]

donde: Ecelda = potencial de la celda de corrosión (volts o joules/coulomb) n = cantidad de cargas transferidas en la reacción de oxidación F = constante de Faraday – 96,500 coulombs de carga ΔGo = cambio en la energía libre de Gibbs (joules) Este voltaje de la celda es la fuente de energía eléctrica, que al cerrar el interruptor hace que las cargas circulen por el circuito de la celda de corrosión (esto es, la corriente de corrosión). Si se coloca un amperímetro y una resistencia variable con el interruptor cerrado, como en la Figura 1-17, puede medirse la corriente de corrosión (Icorr) y los potenciales del ánodo (Ea,cc) y del cátodo (Ec,cc).

H+

Fe

OH-

OH-OH-

H+

Fe

Fe

Fe

Fe

Fe

Fe

FeFe

Fe

Fe

Fe

Fe

Fe

Fe

Fe

Anode

Fe++

Ea,cc

H+

H+

Fe

Fe

Fe

Fe

Fe

Fe

Fe

Fe

Fe

Fe

Cathode

Ec,cc

e-

OH-

H+

Fe++

e-

Icorr

OH+H+

OH+H+

OH+H+

A

Figura 1-17: Celda de Corrosión a Circuito Cerrado


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Si la resistencia variable se va reduciendo gradualmente, la corriente aumentará, mientras que cambiará el potencial a circuito cerrado de ánodo y cátodo. Este cambio de potencial puede expresarse como sigue: Ecc = Eoc ± ΔEp [1-18] donde: ΔEp es la variación de potencial debida a la Icorr a través de la interfase. El potencial del ánodo se hará más electropositivo (+ΔEp), mientras que el del cátodo se hará más electronegativo. Por lo tanto, la relación entre potenciales puede expresarse así: Para el ánodo: Ea,cc = Ea,oc + ΔEp,a [1-19] Para el cátodo: Ec,cc = Ec,oc – ΔEp,c [1-20] La actividad de la celda de corrosión puede ilustrarse con un diagrama de Evans (por U.R. Evans7), que compara el potencial con la corriente de corrosión.

Ea,cc

E

0 I1 I2 I3 Icorr

Corrosion Current

Ec,cc

Ea,oc

Ec,oc

Ep,c

Ep,a

Ecell

E - Polarizationcell

Polarización

Corriente de Corrosión

Figura 1-18: Diagrama de Evans para una Celda de Corrosión bajo Control Catódico

7 Evans, U.R., Metallic Corrosion, Passivity and Protection, Eduard Arnold & Co., 1948, p.343.


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La variación en el potencial ΔEp,c y ΔEp,a que tiene lugar en la interfase de cátodo y ánodo respectivamente, se debe a la energía eléctrica utilizada durante la transferencia de cargas a través de las respectivas interfases metal/electrolito. Esta variación se conoce como polarización. Si bien se describen mediante una única reacción de oxidación o reducción, los procesos de transferencia de cargas suelen ser procesos que tienen lugar en varias etapas. La etapa más lenta del proceso requiere la mayor cantidad de energía eléctrica, y por lo tanto produce la mayor cantidad de polarización. En la Figura 1-18 puede verse que hay más polarización en el cátodo que en el ánodo (ΔEp,c > ΔEp,a), si bien la velocidad de transferencia de cargas es la misma (es decir, la corriente de corrosión es la misma). Por ende, la etapa más lenta de transferencia de cargas tiene lugar en el cátodo, y en estas circunstancias se dice que la celda de corrosión está bajo control catódico (esto quiere decir que la mayor parte de la polarización ocurre en el cátodo). Una buena analogía para la polarización es el movimiento de gente desde y hacia el trabajo usando el transporte público. La caminata hasta la parada del colectivo requiere menos energía por unidad de longitud recorrida que el subir los escalones del bus. Es probable que haya acumulación de gente tanto en la parada como dentro del bus, lo cual obligará a esperar para subir o bajar del vehículo. Si comparamos la puerta del colectivo con la interfase metal/electrolito, la etapa más lenta en el flujo de gente desde y hacia la oficina se verifica en la parada del colectivo. Además, si comparamos la gente que sube al vehículo con la polarización catódica y la gente que desciende del colectivo con la polarización anódica, resulta evidente que se requiere más energía para subir al colectivo que para descender de él. También, a medida que aumenta el flujo de gente durante la hora pico, el aumento en la acumulación de gente que espera para subir o bajar del colectivo es comparable con el aumento de corriente en una celda de corrosión. Así, a medida que aumenta la velocidad de flujo, aumenta la variación de potencial (o la gente que llega a la parada del colectivo). La mayoría de las celdas de corrosión en estructuras de hierro o acero en contacto el suelo o el agua están bajo control catódico. En algunos medios específicos, la celda de corrosión puede estar bajo control anódico o mixto, como muestra la Figura 1-19.


E

I c o rr

Corriente de corrosion ( a) Contrl Anodico

E

I c o rr

Corriente de corrosión (b) Control Mixto

E a ,c c E c , c c

E c , o c

E a ,o c

E a , c c

E c ,c c

Ec,oc

Ea,oc

Figura 1-19: Diagrama de Evans para una Celda de Corrosión bajo Control Anódico y Mixto La celda de corrosión ilustrada en la Figura 1-17 forma un circuito eléctrico en serie, como vemos en el siguiente circuito simple de corriente continua (DC) (Figura 1-20).

Ea,cc

Icorr

Ec,cc

Rm Re

where:resistance of metal pathbetween anode and cathode

Rm =

Re = resistance of electrolytic pathbetween anode and cathode

Vm = voltage drop in metal path

Ve = voltage drop in electrolyte

Vm Ve

Figura 1-20: Circuito Simple DC que Representa una Celda de Corrosión

En un circuito en serie, la suma de las caídas de potencial deben ser equivalentes a la suma de las fuentes eléctricas (según la ley de Kirchhoff para circuitos en serie). Como las dos fuentes son opuestas, la diferencia de potencial entre los potenciales a circuito cerrado de ánodo y cátodo es igual a la caída de potencial total en el circuito, como muestran la Ecuación 1-22 y la Figura 1-21. Ec,cc – Ea,cc = Vm

+ Ve [1-21]

entonces: Ec,cc – Ea,cc = VT (caída de potencial total )

reemplazando: Equación 1-19 por Ea,cc y Ecuación 1-20 por Ec,cc

se obtiene: Ec,oc – ΔEp,c – (Ea,oc + ΔEp,a) = VT

Ec,oc – Ea,oc = VT + ΔEp,a + ΔEp,c


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pero: Ec,oc – Ea,oc = Ecelda [1-22]

por lo tanto: Ecelda = VT + ΔEp,a + ΔEp,c [1-23]

Ea,cc

E

0 I1 I2 I3 Icorr

Corriente de corrosión

Ec,cc

Ea,o c

Ec,oc

Ep,c Ecell

V = V + VT m e

Ep ,a

Ep,aE =cell + + VTEp,c

Figura 1-21: Diagrama de Polarización para una Celda de Corrosión Esta ecuación relaciona el voltaje original (Ecelda), producido por un cambio en la energía libre de Gibbs, con la caída de potencial total en el circuito y la suma de las variaciones de potencial debidas a la polarización que tiene lugar en la interfase metal/electrolito (es decir, que la energía de la fuente es igual a la suma de las pérdidas de energía en el circuito).

Experimento 1-1: Para Demostrar la Polarización en una Celda de Corrosión

1.5 Ley de Faraday La cantidad de material perdido en el ánodo o depositado sobre el cátodo es una función del peso atómico del metal o sustancia, la cantidad de electrones transferidos y la corriente de corrosión (Icorr). Esta relación (Ecuación 1-24) fue desarrollada por Michael Faraday mientras trabajaba como asistente de Sir Humphry Davy en el Royal Institute de Londres, Inglaterra en 1833.8

8 Thomas, John M., Michael Faraday and the Royal Institution, Institute of Physics Publishing, Bristol, UK,

1991, p.24.


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corrt I F

M W tn

= [1-24]

donde: Wt = pérdida total de peso en el ánodo o peso del material producido en

el cátodo (g)

n = cantidad de cargas transferidas en la reacción de oxidación o reducción

Icorr = la corriente de corrosión (A)

F = constante de Faraday de aproximadamente 96,500 coulombs por peso equivalente del material (donde peso equivalente = )

M


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M = el peso atómico del metal que se está corroyendo o de la sustancia que se produce en el cátodo (g)

n

Si multiplicamos la Ecuación 1-24 por t1 , nos queda la siguiente expresión:

Wt

t = M

nF Icorr = KmIcorr [1-25]

donde: Km …………constante para cada metal o sustancia. Esto indica que la pérdida de peso por unidad de tiempo (es decir, la velocidad de consumo) de cualquier metal es directamente proporcional a la corriente de corrosión. Por lo tanto, la velocidad de consumo teórica de cualquier metal puede calcularse en términos de ampere-año (A-y), como se lista en la Tabla 1-4.


Tabla 1-4: Velocidades de Consumo Teóricas de Diversos Metales y Sustancias en términos de Ampere-

Año

Especies Reducidas

Especies Oxidadas

Peso Molecul

ar, M (g)

Electrones Transferido

s (n)

Peso Equivalente,

M/n (g)

Velocidad de Consumo Teórica

(Kg/A-y)

Al Al+++ 26.98 3 8.99 2.94 Cd Cd++ 112.4 2 56.2 18.4 Be Be++ 9.01 2 4.51 1.47 Ca Ca++ 40.08 2 20.04 6.55 Cr Cr+++ 52.00 3 17.3 5.65 Cu Cu++ 63.54 2 31.77 10.38 H2 H+ 2.00 2 1.00 0.33 Fe Fe++ 55.85 2 27.93 9.13 Pb Pb++ 207.19 2 103.6 33.9 Mg Mg++ 24.31 2 12.16 3.97 Ni Ni++ 58.71 2 29.36 9.59

OH- O2 32.00 4 8.00 2.61 Zn Zn++ 65.37 2 32.69 10.7

Ejemplo: Usar la Ecuación 1-24 para calcular el peso consumido por 1 ampere

de corriente continua vagabunda que se descarga desde una estructura de hierro en 1 año.

corrt I nFM W ××= t

donde: t = 1 año = 60 s/min × 60 min/h × 8,760 h/año = 31.5 × 106 s M = 55.85 g (de la Tabla 1-4) n = 2 F = 96,500 coulombs entonces:

Wt = 55.85 g × 31.5 × 106 s × 1 A2 × 96,500 coulombs

= 9115 g = 9.12 kg

Nótese que también puede calcularse el peso del hidrógeno producido en el cátodo de una celda de corrosión o el peso del oxígeno producido en un ánodo inerte de corriente impresa. La corriente eléctrica es la velocidad del flujo de cargas, que puede expresarse como


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tQ I = [1-26]

donde: Q........ carga en coulombs t ......... tiempo en segundos I ......... corriente eléctrica en amperes Reemplazando la Ecuación 1-26 en la relación de Faraday (Ecuación 1-24),

obtenemos la siguiente equivalencia:

corrnQ

FM Wt = [1-27]

Esto indica que el peso total del material perdido en el ánodo o producido en el cátodo es directamente proporcional a la carga total que ha circulado por la celda de corrosión. Asimismo, si multiplicamos la ecuación de Faraday por el siguiente término: 1

A × t [1-28]

donde: A........ superficie del ánodo o del cátodo t ......... tiempo en segundos obtenemos la siguiente relación:

A

I

FM

AW corrt ×=

× nt [1-29]

Como A

Icorr es igual a la densidad de la corriente de corrosión (icorr ), entonces:

corrt

FM

AW

int

=×

[1-30]

Por lo tanto, la pérdida de peso por unidad de tiempo por unidad de superficie es directamente proporcional a la densidad de la corriente de corrosión, que es la velocidad de corrosión (rcorr) expresada en unidades como mg/cm2/día. De aquí que las velocidades de corrosión de los metales generalmente se expresan en función de la densidad de la corriente de corrosión.


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Si dividimos la Ecuación 1-30 por la densidad (d) de la aleación, entonces la penetración de la corrosión (rcorr) puede expresarse en mm/año, como en la Ecuación 1-31.

t dF

M r corrcorr ××=

in

[1-31]

donde: M = peso atómico (g)

n = cantidad de cargas transferidas en la reacción de corrosión icorr = densidad de la corriente de corrosión (A/cm2) d = densidad (g/cm3) rcorr = velocidad de penetración en (cm/s) Ejemplo: Usar la Ecuación 1-31 para calcular la velocidad de penetración para

el hierro, suponiendo una densidad de corriente de 1 A/m2. donde: M = 55.85 g icorr = 10-4 A/cm2

n = 2 d = 7.87 g/cm3

F = 96,500 coulombs

entonces: 7.87g/cm coulombs 96,500 2

A/cm10 s/año10 31.5 55.85g r 3

2-46

corr ×××××

=

s

cmxrcorr91068.3 −=

Ahora podemos convertir a unidades más comunes como mm/año, multiplicando la velocidad de penetración por el número de segundos en un año y el número de mm por cm.


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añomm

cmmmx

añosxx

scmxrcorr 16.1101015.31068.3 79 == −

La velocidad de penetración en mpy (0.001 pulgadas/año o 25×10-3 mm/año) es equivalente a una densidad de corriente de 1 μA/cm2 para varios metales puros comunes, como vemos en la Tabla 1-5.


Tabla 1-5: Equivalencia Electroquímica y de Densidad de Corriente con la Velocidad de Corrosión

Velocidad de Penetración Equivalente a 1 μA/cm2[1]

Metal/Aleación

Elemento/ Estado de Oxidación

Densidad (g/cm3)

Peso Equivalente

(gm) (mpy) 10-3 mm/año[2]

Metales Puros Hierro Fe/2 7.87 27.93 0.463 11.5 Níquel Ni/2 8.90 29.36 0.431 10.8 Cobre Cu/2 8.96 31.77 0.463 11.6 Aluminio Al/3 2.70 8.99 0.435 10.87 Plomo Pb/2 11.3 103.6 1.20 29.9 Zinc Zn/2 7.14 32.7 0.598 14.95 Estaño Sn/2 7.26 59.35 1.07 26.7 Titanio Ti/2 4.51 23.93 0.69 17.3 Zirconio Zr/4 6.52 22.81 0.457 11.4

Nota: [1] Una densidad de corriente de 1 μA/cm2 es aproximadamente = 1 mA/ft2

[2] 1 mm = 40 mils

1.6 Potencial de Corrosión

Si el potencial de la celda de corrosión anterior se midió con respecto a un único electrodo de referencia remoto tanto del sitio anódico como del catódico, como muestra la Figura 1-22, este potencial se considera potencial de “corrosión” (Ecorr) o potencial mixto.

H+

Fe

OH-

OH-OH-

H+

Fe

Fe

Fe

Fe

Fe

Fe

FeFe

Fe

Fe

Fe

Fe

Fe

Fe

Fe

A


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node

Ecorr

Fe++

H+

H+

Fe

Fe

Fe

Fe

Fe

Fe

Fe

Fe

Fe

Fe

Cathode

e-

A

OH- OH+H+

Fe++

Anodo

OH+H+

Icorr

OCátodo H+H+e-

H+

Figura 1-22: Medición del Potencial de Corrosión con Respecto a un Electrodo de Referencia

Remoto


El potencial medido es un promedio ponderado eléctrico y geométrico entre el potencial polarizado del ánodo (Ea,p) y el potencial polarizado del cátodo (Ec,p). El valor de este potencial dependerá del tamaño relativo de los ánodos y cátodos, la ubicación del electrodo de referencia con respecto al ánodo y al cátodo y la resistencia del paso electrolítico entre electrodo de referencia, ánodo y cátodo. Para el ejemplo de la Figura 1-22, suponiendo iguales superficies de ánodo y cátodo y un electrodo de referencia muy remoto, el potencial de corrosión (Ecorr) estaría a mitad de camino entre Ec,p y Ea,p, como muestra la Figura 1-23.

Ea,pE

0 I 1 I2 I3 Icorr


Ec,p

E a , o c

E c , oc

E c o r r V eV - x e

x

Figura 1-23: Potencial de Corrosión Indicado en el Diagrama de Polarización

Si acercáramos el electrodo de referencia al sitio anódico, mediríamos un potencial de corrosión más electronegativo. Si en cambio lo acercásemos al sitio catódico, mediríamos un potencial de corrosión más electropositivo. En una celda de corrosión a circuito cerrado, la diferencia entre Ec,p y Ea,p es simplemente la caída de potencial en el electrolito (Ve), dado que Vm = 0. Por consiguiente, el potencial de corrosión contiene un componente dado por una caída de potencial. Es decir, el potencial de corrosión es más positivo que el potencial polarizado del ánodo en x milivolts y más negativo que el potencial polarizado del cátodo en Ve – x milivolts.


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En una tubería enterrada de acero sin recubrir y sin sistema de protección catódica, se formarán numerosas celdas de corrosión, todas las cuales tendrán distintos potenciales polarizados anódicos y catódicos. Si se mide el potencial con el electrodo de referencia a nivel, se mide en realidad el potencial combinado entre todos los potenciales superficiales dentro del alcance del electrodo de referncia. El potencial de corrosión está constituido básicamente (en un 90% aproximadamente) por los potenciales polarizados sobre la superficie del tubo dentro de un ángulo de 120°9 desde el electrodo de referencia, como muestra la Figura 1-24, más un componente de caída de potencial debido a las corrientes de corrosión en la tierra entre el electrodo de referencia y los respectivos ánodos y cátodos.

d

Electrodo de referencia

E corr

120o

A - 550mV AC

- 490mV A -550mVAC-500m V

C-500mV -450mV

C A - 510mV C

-450mVC

-590m VA

4d

-620mV-585mV- 600mV

Figura 1-24: Medición del Potencial de Corrosión (Potencial Mixto)

Medir el potencial de corrosión sobre una tubería recubierta, con holidays, como muestra la Figura 1-25, constituye una situación más compleja.

Ecorr

holiday 1 holiday 2

Re,1 Re,2

Re,3 E h ,2 Eh,1

Im

tubería revestida 9 Pearson, J.M., Concepts and Methods of Cathodic Protection Part 2, The Petroleum Engineer, Abril,

1944, p.200.


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Figura 1-25: Medición del Potencial de Corrosión sobre una Tubería con Dos Holidays

Suponiendo que el recubrimiento fuera un aislante perfecto (que no es el caso), el potencial de corrosión se expresa de la siguiente manera:

([ ] R R RR RR RE E E e,3 e,2e,1 h2e,3e,2h2corr +++′

Δ+= ) [1-32] 10

donde: ΔE = Eh1 – Eh2 Eh1 = potencial del holiday 1 Eh2 = potencial del holiday 2

R′ = (Rh1 + Rh2 + Re,3) (Re,1 + Re,2 + Re,3) – Re,32

Rh = resistencia del elemento de volumen asociado al holiday

Re = resistencia en el electrolito entre el holiday y el electrodo de referencia

Re,3 = resistencia en el electrolito entre los holidays

Si el electrodo de referencia estuviera a mitad de camino entre los dos holidays, la Ecuación 1-32 se reduciría a

T

1h2 2h1corr R

RE RE E += [1-33]

donde: R1 = Rh1 + Re1 R2 = Rh2 + Re2

RT = Re1 + Re2 + Rh1 + Rh2 Si R2 = R1, entonces el potencial de corrosión estará influido principalmente por la magnitud del potencial en cada uno de los holidays. Ejemplo:

10 Barlo, T.J. and Fessler, R.R., Investigation of Techniques to Determine the True Pipe-to-Soil Potential of a Buried Pipeline, American Gas Association Catalog #L51394, May 1980, p.1-63.


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(No holiday)

h2 – disbonded coating h1

V

(No holiday)

h2 – disbonded coating h1

V

Dado: Eh1 = –900 mVCSE dh1 = 1 cm tctg = 0.1 cm Eh2 = –500 mVCSE dh2 = 1m2 = 104 cm2 d = 2 cm refρ = 10soil

4 Ω-cm ρ = 10ctg 10 Ω-cm

Em =

T

12h21h

RRERE +

donde RT = Re1 + Re2 + Rh1 + Rh2

Ω=−Ω

=ρ

= 34

s1h 10x5

cm2cm10

d2R

Ω=−Ω

=ρ

= 524

10

2h

ctgctg2h 10

cm10cm1.0xcm10

At

R

Ω=−Ω

=ρ

== 34

ref

s2,e1,e 10x5.2

cm2x2cm10

d2RR

Ω=Ω+Ω=+= 333

1e1h1 10x5.710x5.210x5RRR Ω=Ω+Ω=+= 335

2e2h2 10x5.10210x5.210RRR

3

63

m 10x5.11210x75.310x5.102x3.92E +

=

3

6

3

66

10x5.11210x05.96

10x5.11210x75.310x3.92

=+

=


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CSEm mV854E −=

1.7 Factores que Afectan el Funcionamiento de una Celda de Corrosión Los principales factores que afectan la magnitud de la corriente de corrosión, y por lo tanto la velocidad de corrosión, son:

• Características de polarización en la interfase de ánodo y cátodo • Resistencias del circuito • FEM (potencial impulsor) de la celda; y • tiempo

Ea,p

E

0 IcorrCorriente de corrosión

Ec,p

E a, oc

E c , o c

Figura 1-26: Diagrama de Polarización que Muestra las Reacciones de Transferencia de Cargas

Como muestra la Figura 1-26, la polarización en el ánodo de la celda de corrosión es resultado de una etapa lenta constituida por la reacción de oxidación (Mo Mn+ + ne–), y la polarización en el cátodo, de una etapa lenta en alguna de las dos reacciones de reducción (H+ + e– Ho o O2 + 2H2O + 4e– 40H–) que transfieren cargas a través de la interfase. 1.7.1 Despolarización en una Celda de Corrosión Si se aceleran las reacciones de transferencia de cargas, habrá menos polarización para una cantidad de corriente dada, y por consiguiente, más potencial impulsor disponible para empujar las cargas a través de las resistencias del circuito, es decir, más corriente (I′corr). Este efecto se conoce con el nombre de despolarización y se ilustra en la Figura 1-27.


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Ea,p

E

0

Icorr

Corrosion Current

Ec,p

Ea,oc

Ec,oc

Icorr'

Ea,oc'

Ec,p'

'Ea,p

Ec,oc'

cathode depolarization despolarización del cátodo

anode depolarization despolarización del ánodo

Figura 1-27: Efecto de la Despolarización en el Ánodo y el Cátod Esta figura mu o como en el átodo, si bien pueden darse en forma independiente. La despolarización en el

velocidad de transferencia de cargas a avés de la interfase dan por resultado la despolarización. Un aumento en la


o

estra los efectos de la despolarización tanto en el ánodcánodo y en el cátodo da por resultado un aumento en la corriente de corrosión (I′corr), un potencial polarizado del cátodo más electropositivo (E′c,p), y un potencial polarizado del ánodo más electronegativo (E′a,p). Además, con frecuencia los potenciales a circuito abierto también se ven afectados por la despolarización, con el consiguiente aumento de la FEM de la celda. 1.7.1(a) Despolarización del Cátodo Por lo general, los factores que aumentan latrconcentración de reactivos en la interfase del cátodo aumenta la velocidad de transferencia de cargas. Por ejemplo, el aumento de la concentración de oxígeno disuelto acelera la reacción de reducción del oxígeno (O2 + 2H2O + 4e– 4OH–). También un aumento en la concentración de iones hidrógeno (H+) acelera la reacción de reducción del hidrógeno (H+ + e– Ho). La Figura 1-28 muestra estos efectos.


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Ea,p

E

0

Icorr


Julio 2007

Corrosion Current

Ec,p

Ea,oc

Ec,ocEc,p'

'Ea,p

Ec,oc'

increased H+]increased erationincreased gitationincreased emperatureincreased urfaceincreased ac

[

Icorr'

aats areai

aumento de H+ aumento de la aireación aumento de la agitación aumento de la temperatura aumento de la superficie aumento de la iac


Figura 1-28: Despolarización del Cátodo de una Celda de Corrosión La despolarización del cátodo también puede deberse a la remoción de los productos de la reacción de reducción (es decir, OH– y Ho), como ocurriría si aumentara la agitación del electrolito. Como para la mayor parte de las reacciones químicas un aumento de la temperatura aumenta la velocidad de la reacción, aumentando así la despolarización. Si aumenta la superficie del cátodo, tal vez a raíz de fallas en el revestimiento, las cargas pueden transferirse más fácilmente (es decir, con menor requerimiento de energía). La despolarización catódica da por resultado un aumento de la corriente de corrosión, una variación electropositiva en el potencial polarizado y a circuito abierto del cátodo, y una variación electropositiva en el potencial polarizado del ánodo. Esto suponiendo que no haya un efecto de despolarización en el ánodo. Una densidad de corriente alterna superpuesta sobre el cátodo también puede provocar despolarización.11

1.7.1(b) Despolarización del Ánodo Cualquier cosa que aumente la velocidad de la reacción de oxidación provocará la despolarización del ánodo. Una causa de la despolarización del ánodo es la remoción de los productos de oxidación esto es la generación de una concentración de iones metálicos menor o la remoción de los productos de oxidación formados en la superficie. 11 Bolzoni et al., Laboratory Testing on the Influence of Alternated Current on Steel Corrosion,

CORROSION /2004, paper no. 208 (Houston, TX: NACE, 2004).


Para el acero, se forma una producto de corrosión, el hidróxido ferroso, sobre la superficie del ánodo. Si disminuye el pH, el hidróxido ferroso se hace más soluble, dejando más superficie expuesta. De manera similar, los iones cloruro pueden atacar las películas de corrosión y despolarizar las superficies anódicas. El aumento de la temperatura y de la agitación también provocarán despolarización en el ánodo. La Figura 1-29 muestra el efecto de despolarización del ánodo.

Ea,p

E

0

Icorr


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Corrosion Current

Ec,p

Ea,oc

Ec,oc

Icorr'

Ea,oc'

Ec,p'

'Ea,p

inincreased emperatureincreased Cl-]increasedincreased urfaceincreased ac

creased [H+] (for steel)t[agitations areai


aumento de H+ (para el acero) aumento de la temperatura aumento de Cl- aumento de la agitación aumento de la superficie aumento de la iac

Figura 1-29: Despolarización del Ánodo de una Celda de Corrosión

La despolarización del ánodo hace que la corriente de corrosión aumente a I′corr, que el potencial polarizado del ánodo se mueva en dirección electronegativa a E′a,p y que el potencial del ánodo a circuito abierto se mueva en dirección electronegativa y el potencial polarizado del cátodo se desplace en la dirección más electronegativa a E′c,p. Nótese que con un aumento de temperatura en el ánodo o un aumento de la superficie del ánodo, el potencial a circuito abierto (Ea,oc) del ánodo podría volverse más electropositivo, en lugar de más electronegativo. 1.7.2 Aumento de la Polarización en una Celda de Corrosión Si las condiciones en la interfase de ánodo y cátodo hacen que disminuya la velocidad de transferencia de cargas, esto aumentará la polarización, ya que se requerirá más energía eléctrica para transferir la carga. La Figura 1-30 ilustra un aumento de polarización en el ánodo y el cátodo.


Ea,p

E

0

Icorr


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Corrosion Current

Ec,p

Ea,oc

Ec,oc

Ea,oc'

Icorr'

Ec,p''Ea,p

Ec,oc'


Figura 1-30: Aumento de la Polarización en el Ánodo y en el Cátodo de una Celda de Corrosión

El aumento de polarización en el ánodo y en el cátodo resulta en menos corriente de corrosión, una variación electronegativa de los potenciales polarizado y a circuito abierto del cátodo, y una variación electropositiva en los potenciales polarizado y a circuito abierto del ánodo. El agotamiento de los reactivos, una menor temperatura, menos agitación y una acumulación de los productos de reacción, pueden provocar este efecto combinado, que hace que la corrosión sea menor. El aumento de la polarización puede ocurrir en forma independiente en el cátodo o en el ánodo.


1.7.2(a) Aumento de la Polarización en el Cátodo de una Celda de Corrosión Si disminuye únicamente la velocidad de la reacción de reducción, la polarización resultante tendrá las características que muestra la Figura 1-31.

Ea,p

E

0

Icorr


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Corrosion Current

Ec,p

Ea,oc

Ec,ocincreased [OH-], increased pH

Icorr'

Ec,p'

'Ea,p

Ec,oc'decre aerased ation

asedased ratureased face rea

increased film forming ions

decre agitationdecre tempedecre sur a


aumento de OH-, aumento de pH disminución de la aireación disminución de la agitación disminución de la temperatura disminución de la superficie aumento de iones que forman películas

Figura 1-31: Aumento de la Polarización en el Cátodo de una Celda de Corrosión Un tal aumento de la polarización puede deberse a varios factores localizados en el cátodo, a saber: aumento del pH, disminución de la aireación, disminución de la agitación, disminución de la temperatura y disminución de la superficie. El resultado es menos corriente de corrosión, una variación electronegativa del potencial a circuito abierto y del potencial polarizado del cátodo y del potencial polarizado del ánodo. Nótese que con el tiempo habrá un aumento del pH, a medida que se acumulan los productos de la reacción de reducción del oxígeno (iones OH–). 1.7.2(b) Aumento de la Polarización del Ánodo de una Celda de Corrosión Si se inhibe la reacción de oxidación en el ánodo, ésta requerirá más energía eléctrica para transferir cargas, y por lo tanto se observará una mayor variación del potencial polarizado, como muestra la Figura 1-32.


Ea,p

E

0

Icorr


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Corrosion Current

Ec,p

Ea,oc

Ec,oc

Ec,p'

'Ea,p

increased -],

Icorr'

[OH increased pHdecreaseddecreaseddecreased face eaincreased sivating onsincreased n+

agitationtemperaturesur ar

pas iM concentrations

aumento de OH-, aumento de pH disminución de la agitación disminución de la temperatura disminución de la superficie aumento de iones pasivantes aumento de las concentraciones de Mn+Ea,oc'


Figura 1-32: Aumento de la Polarización del Ánodo de una Celda de Corrosión

Un aumento de la polarización del ánodo puede deberse a un aumento del pH del electrolito si el metal anódico es acero, una disminución de la agitación, una disminución de la temperatura, una disminución de la superficie del ánodo, o un aumento de los iones que formarán una película pasiva sobre la superficie del ánodo (por ej., nitratos, fosfatos, etc.). Si el ánodo se polariza debido a condiciones localizadas, se reducirá la corriente de corrosión y los potencial a circuito abierto y polarizado del ánodo y el potencial polarizado del cátodo se moverán en dirección electropositiva. El aumento de la polarización ya sea del ánodo o del cátodo de una celda de corrosión, dará por resultado menos corrosión. 1.7.3 Cambios en las Resistencias del Circuito Como muestra la Ecuación 1-21, la diferencia entre el potencial polarizado del ánodo y el del cátodo [Ec,p – Ea,p] es igual a la suma de las caídas de potencial en los pasos metálico y electrolítico. Por lo tanto, el potencial impulsor de funcionamiento (es decir, la diferencia de potencial remanente, una vez descontada la polarización del ánodo y del cátodo) es igual a la caída de potencial total en la celda de corrosión.


Las caídas de potencial son el producto de la corriente de corrosión multiplicada por la resistencia del paso, muchas veces llamada caída óhmica. Si cambia la resistencia tanto del paso electrolítico como del metálico y el potencial impulsor a circuito abierto de la celda permanece constante, la corriente de corrosión cambiará, de acuerdo con la Ley de Ohm. 1.7.3(a) Aumento de la Resistencia de una Celda de Corrosión Supongamos un aumento de la resistencia del paso metálico o electrolítico de una celda de corrosión, como muestra la Figura 1-33.

Ea,p

E

0

Icorr


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Corrosion Current

Ec,p

Ea,oc

Ec,oc

Icorr'

Ec,p'

'Ea,p

VT' VT

decreased moisturedecreased temperatureincreased metal path resistancedecreased ion concentration

disminución de la humedad disminución de la temperatura aumento de la resistenca del paso metálico disminución de la concentración de iones


Figura 1-33: Aumento de la Resistencia de una Celda de Corrosión Tal como podría esperarse, un aumento de la resistencia disminuye la corriente de corrosión, lo que resulta en un potencial polarizado del cátodo más electropositivo y un potencial polarizado del ánodo más electronegativo. El aumento de la resistencia del suelo se debe generalmente a una disminución de humedad o al congelamiento del mismo; ambos factores pueden modificar visiblemente la resistividad del suelo, como puede verse en las Figuras 1-34 y 1-35.



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Clay

Silt

Saturated Sand

-15 -10 -5 0 5 10 1

104

105

103

106

107

200, 000

160, 000

120, 000

80, 000

40, 000

0

Sandy Loam

T op Soil

R ed Clay

8 1 6 244 12 20 26

Humedad como Porcentaje por Peso de Suelo Seco 5

Temperature, CoTemperatura, ºC Figura 1-34: Resistividad del Suelo vs. Figura 1-35: Resistividad Típica vs. Temperatura para Tres Concentración de Humedad Tipos de Suelo Source: Earth Resistances, G.F. Tagg, Pitmann Publishing, 1964, p.5

Como vemos en la Figura 1-34, la resistividad de la arcilla roja aumenta de 20,000 Ω-cm a 180,000 Ω-cm (8 veces menos) con una reducción del contenido de humedad de tan sólo 4% (16 a 12%). Un contenido de humedad de más de aproximadamente 16% no afecta la resistividad de ninguno de los suelos en forma significativa. Una disminución de la temperatura de 0 a –10°C resulta en un aumento de la resistividad de al menos un orden de magnitud para los tres tipos de suelos mostrados en la Figura 1-35. Sin embargo, por encima de 0°C la resistividad disminuye relativamente poco a medida que aumenta la temperatura. 1.7.3(b) Disminución de la Resistencia de una Celda de Corrosión Una disminución de la resistencia tanto del paso electrolítico como del metálico entre el ánodo y el cátodo de una celda de corrosión, da por resultado un aumento de la corriente de corrosión, como muestra la Figura 1-36.


Ea,p

E

0

Icorr


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Corrosion Current

Ec,p

Ea,oc

Ec,oc

Icorr'

Ec,p'

'Ea,p

VT'VT

increased moistureincreased temperatureincreased ion concentrationdecreased metal path resistance

aumento de la humedad aumento de la temperatura aumento de la concentración de iones disminución de la resistencia del paso metálico


Figura 1-36: Disminución de la Resistencia de una Celda de Corrosión Si bien la corriente de corrosión aumenta, la caída óhmica total en el circuito es menor. Los potenciales polarizados de ánodo y cátodo se acercan, provocando más polarización anódica y catódica debido a la mayor corriente de corrosión. Los cambios en la resistencia del electrolito son comunes en las celdas de corrosión en contacto con la tierra, principalmente por las variaciones estacionales de humedad o temperatura. 1.7.4 Efectos del Potencial Impulsor sobre una Celda de Corrosión A partir de la Ley de Ohm, está claro que cuanto mayor sea el potencial impulsor, mayor será la corriente de corrosión, como muestra la Figura 1-37.


Ea,p

E

0

Icorr


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Corrosion Current

Ec,p

Ea,oc

Ec,oc

Icorr'

Ea,oc'

Ec,p''Ea,p

Ec,oc'

EMF'


Figura 1-37: Efecto del Potencial Implusor (FEM) sobre una Celda de Corrosión En la Figura 1-24, la corriente de corrosión sería mayor en la celda de corrosión -620 mV/–450 mV que en la de –550 mV/–500 mV, ya que la FEM de esta última es de 170 mV, en comparación con los 50 mV de la primera. 1.7.5 Efecto del Tiempo sobre una Celda de Corrosión Si la corrosión continúa a lo largo del tiempo, en un electrolito con agitación restringida, los productos de las reacciones de oxidación y reducción se acumularán en sus respectivas interfases. En el caso de la reacción de reducción, esto significa una concentración creciente de oxhidrilos, y como puede verse con claridad en la Figura 1-31, un aumento del pH aumentará la polarización. Asimismo, a medida que el metal se corroe en el ánodo, la concentración de iones metálicos aumentará la polarización, como indica la Figura 1-32. Por lo tanto, la polarización aumenta tanto en el ánodo como en el cátodo, por lo que la corriente de corrosión se reducirá a medida que pasa el tiempo, como vemos en la Figura 1-38.


Ea,p

E

0

Icorr


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Corrosion Current

Ec,p''Ea,p

Ea,oc

Ec,oc

Ea,oc'

Ec,oc'

Ec,p

Icorr'


Figura 1-38: Efecto del Tiempo sobre una Celda de Corrosión

Cualquier factor que aumente la polarización (esto es, que disminuya la velocidad de las reacciones de transferencia de cargas) en una celda de corrosión reducirá la corriente de corrosión, por lo que es beneficioso.

1.7.6 Modelo de Circuito de Randle para la Interfase de un Electrodo en una Celda de Corrosión

La Figura 1-39 muestra un modelo eléctrico de la interfase electrodo/electrolito.

Cdl

Rp

Re

Figura 1-39: Modelo de Circuito Eléctrico de Randle para una Interfase Metal/Electrolito

steel soil (electrolyte)

Eoc e:

e f ee rfacetoremoteearth

Eoc = potential difference(volts

wherdoublelayer capacitanceCdl =(1-200 F/cm )μ 2

Rp = polarizationresistance(1-10 -cm )4 2Ω

R = resistanceo st l su

)

donde:Cdl = capacitancia de doble capa (1-200 μ F/cm2) Rp = resistencia de polarización (1-104 Ω−cm2) Re = resistencia de la superficie de acero al terreno remoto EOC = diferencia de potencial (volts)

acero suelo (electrolito)


Este modelo muestra que la interfase no es simplemente una resistencia, sino una combinación en paralelo de la resistencia de polarización (Rp) y un condensador o capacitor (Cdl) llamada capacidad de la doble capa. El potencial E a través de la combinación en paralelo puede considerarse como el potencial a circuito abierto. Por lo tanto, el potencial en los sitios más electronegativos (anódicos) sobre una estructura será mayor que en los sitios catódicos (más electropositivos). Al cerrase el circuito, como muestra la Figura 1-40, las cargas se mueven desde el capacitor con mayor carga hacia el capacitor con menos carga, modificando el potencial de cada uno de ellos en este proceso. El capacitor anódico se está descargando, mientras que el capacitor catódico se está cargando. Estas variaciones de potencial (ΔE) producidas por la transferencia de cargas es la polarización, y el potencial resultante a través de la interfase metal/electrolito se conoce como potencial polarizado (Ea,p y Ec,p) para los sitios anódico y catódico, respectivamente.

Ic or r

Cdl

Rp Re

acero

CATODO

Ec,p

Cdl

Rp

suelo (electrolito)

Icorr

IcorrIc or r

ANODO

(O + 2H O + 4e- 4 OH- ) 2 2

Ea,p

(Reducción: H+ + e- H o)

(Oxidación: Feo Fe++ + 2 e - )

Figura 1-40: Modelo de Circuito Eléctrico de Randle para una Celda de Corrosión Típica sobre una

Superficie de Acero sin Protección


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1.7.7 Tipos de Corrosión La corrosión siempre ocurre por la existencia de una celda de corrosión, en la que se encuentran una zona anódica, una zona catódica, un paso electrolítico y un paso electrónico para la corriente. Sin embargo, las condiciones del metal y su medio pueden variar ampliamente, lo que conduce a la caracterización de diversos tipos de actividad corrosiva, como se especifica a continuación.

Corrosión Uniforme – los ánodos y cátodos cambian de ubicación, produciendo una pérdida generalizada de metal (por ej., corrosión atmosférica).

A C A AC

Figura 1-41a

AC C Corrosión Localizada (Pitting

Corrosion) – la zona anódica es fija y la corrosión es localizada (por ej., aceros inoxidables en presencia de cloruros).

Figura 1-41b

A

CC Corrosión en Grietas – la superficie

dentro de la grieta está privada de oxígeno, pero las superficies adyacentes tienen acceso al oxígeno disuelto (por ej., costuras superpuestas en el piso de tanques de almacenamiento a nivel).

Figura 1-41c

copper service


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Corrosión Galvánica – metales distintos se encuentran conectados y expuestos a un medio común (por ej., tubería principal de agua de hierro fundido con servicios de cobre).

C

A

ironpipe

tubo de hierro

servicio de cobre

Figura 1-41d


Fractura Inducida por el Medio-aparece una fractura frágil de una aleación de un metal dúctil, en presencia de un proceso de corrosión modesto,superpuesto a una tensión cíclica o estática. Aquí se incluyen las formas de corrosión bajo tensiones (SCC por stress corrosion cracking), fracatura por fatiga, y también fractura inducida por el hidrógeno (HIC por hydrogen induced cracking).

falla por fatiga

falla por tensión

Figura 1-41e

Normalmente el interior de las fracturas es anódico con respecto a las paredes de la misma.

Dealeación y Dezincificación – uno de los elementos de la aleación es más activo que otro, lo que resulta en la corrosión selectiva (a veces llamada lixiaviación, por leaching) del elemento más activo (por ej., corrosión grafítica del hierro fundido gris).

A

copos de grafito & productos de la corrosión del hierro

Figura 1-41f Corrosión por Erosión y Fricción

(fretting) –el producto de corrosión es removido de la superficie metálica debido a la abrasión o flujo de un líquido, acelerando la reacción de corrosión (por ej., tuberías que transportan lodos o sedimentos).

A

flujo turbulento

Figura 1-41g


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Exceptuando la fractura inducida por hidrógeno (HIC) y la fractura por fatiga, la protección catódica puede ser efectiva para mitigar todas estas formas de corrosión si la estructura está enterrada o sumergida. 1.7.7(a) Corrosión Galvánica La corrosión galvánica es una de las formas más comunes de corrosión, debido a la gran cantidad de materiales disponibles para la construcción. Como muestra la Figura 1-42, entre diferentes aleaciones puede haber no sólo una diferencia de potencial de corrosión considerable, sino que además hay un rango de posibles potenciales de corrosión para cada aleación, aún en medios relativamente homogéneos, como el agua de mar. Cuando se conectan dos metales cualesquiera, el componente más electronegativo de la aleación se convertirá en el ánodo de una celda de corrosión. Y además, a mayor diferencia de potencial entre estos metales, mayor será la corriente de corrosión. Algunas aleaciones como los aceros inoxidables, que dependen de la formación de una película de pasivación para la protección, tienen potenciales relativamente nobles (electropositivos) cuando están pasivados, pero potenciales mucho más electronegativos si la película de pasivación está dañada. Por esto, cuando está pasivado, el acero inoxidable es marcadamente catódico con respecto al acero de baja aleación, pero sólo levemente catódico cuando está activo. Tanto el magnesio como el zinc y el aluminio son más electronegativos que el acero con bajo contenido de carbono y la fundición de hierro, lo que los convierte en materiales efectivos para usar como ánodos galvánicos en la protección catódica de estructuras de hierro.


MagnesiumZinc

Beryllium

Aluminum alloysCadmium

Low-carbon steel, cast iron

Copper

Low-alloy steelAustenitic nickel cast iron

Aluminum bronze

Naval brass, yellow brass, red brass

Tin

50Pb-50Sn solder

Admiralty brass, aluminum brass

Manganese bronze

Silicon bronze

Tin bronzes (G & M)

Stainless steel - types 410, 416

Nickel silver

90-10 copper-nickel80-20 copper-nickel

Lead

Stainless steel - type 430

70-30 copper nickel

Nickel-aluminum bronze

Nickel-chromium alloy 600

Silver-bronze alloys

Nickel 200

Silver

Nickel-copper alloys 400, K-500

Stainless steel - types 302, 304, 321, 347

Stainless steel-types 316, 317

Alloy 20 stainless steels, cast and wrought

Nickel-iron-chromium alloy 825Ni-Cr-Mo-Cu-Si alloy G

Titanium

Graphite

PlatinumNi-Cr-Mo alloy C

(Noble)0.2-0.2 0-0.4-0.6-0.8-1.0-1.2-1.4-1.6

(Active)Volts versus saturated calomel reference electrode

Figura 1-42: Serie Galvánica para el Agua de Mar (Los rectángulos oscuros indican el comportamiento activo de las aleaciones activas-pasivas)

Fuente: ASM Handbook, Vol.13, Corrosion, 9th Ed. of Metals Handbook, p.234


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Experimento 1-1 Demostrar la Polarización en una Celda de Corrosión

Ve

Vm

acerocobre

A

E C u EF e

x

Diagrama del Experimento

Procedimiento Pasos:

A. Llene la cubeta plástica con agua fría hasta los 5 cm de profundidad, añada una cucharada de sal y coloque las planchas de cobre y acero a lo largo de un lado de la cubeta, asegurándose que no se toquen entre sí.

B. Mida el potencial a circuito abierto del acero y del cobre.

C. Conecte un amperímetro y una resistencia de 10,000 ohm en serie con las

planchas de cobre y de acero, como se indica en el diagrama.

D. Con el interruptor abierto, mida y registre el potencial de las planchas de de cobre y acero con respecto a un electrodo de referencia de cobre-sulfato de cobre (CSE) colocado cerca de la superficie de cada plancha.

E. Mida y registre la diferencia de potencial entre las planchas de acero y de

cobre (Vm).


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F. Mida y registre la diferencia de potencial (Ve) entre los dos electrodos de referencia.

G. Cierre el interruptor y espere 2 minutos antes de repetir los pasos C, D, E, y

mida y registre la corriente de la celda de corrosión (Icorr) y su dirección.

H. Reduzca la resistencia a 1,000 ohms y repita el Paso F.

I. Reduzca la resistencia a 100 ohms y repita el Paso F.

J. Reduzca la resistencia a 10 ohms y repita el Paso F.

K. Reduzca la resistencia a 0 ohms y repita el Paso F.

L. Mida y registre el potencial de la celda de corrosión (Ecorr) colocando la referencia en “x.”

M. Grafique las curvas de polarización catódica y anódica en papel semi-

logarítmico, con el potencial en las ordenadas y la corriente en las abscisas (véase Figura 1-21).

N. Deje la corriente conectada como en el Paso J, hasta el momento de realizar

el Experimento 2-1 y 2-2.

Resultados

Potenciales (MvCSE) Caída de Potencial (mV)

Icorr Calc. Calc. Paso Estado

EFe ECu Vm Ve (μA) EFe – ECu Vm + Ve

C,D,E 0C F 10 kΩ G 1 kΩ H 100 Ω I 10 Ω J 0 K Ecorr



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Conclusiones

1. La diferencia entre los potenciales a circuito abierto (OC por Open Circuit) de

los electrodos de cobre y acero es igual a la FEM inicial (Vm) de la celda de corrosión.

2. La diferencia entre los potenciales a circuito cerrado de los electrodos de acero

y de cobre es igual a la suma de las caídas de potencial externa y en el electrolito, dado que a este circuito en serie se aplica la ley de voltaje de Kirchoff (en los Pasos F a J).

3. El potencial de corrosión (Ecorr) registrado en el Paso K está a mitad de camino

entre el potencial polarizado del acero y el del cobre. 4. Hay más polarización en el cátodo (electrodo de cobre) que en el ánodo

(electrodo de acero), esto es, ΔEp,Fe > Δ Ep,Cu. 5. Tanto la curva de polarización del cátodo como la del ánodo son no-lineales. 6. A medida que aumenta la corriente de corrosión (Icorr), aumenta la cantidad de

polarización. 7. La FEM de operación (Ep,Fe – Ep,Cu) es siempre menor a la FEM inicial y

disminuye al aumentar la corriente. 8. La dirección de la corriente de corrosión (Icorr) es del cobre al acero en el

circuito externo y del acero al cobre en el electrolito.

CAPÍTULO 2 SISTEMAS DE PROTECCIÓN CATÓDICA

2.1 Definición Si bien el concepto de protección catódica se originó con los experimentos y trabajos de Sir Humphrey Davy y Michael Faraday, fue recién en 1938 que Mears y Brown ofrecieron la siguiente teoría de la protección catódica:

…en los casos en que la corrosión es de naturaleza completamente electroquímica, para obtener una protección catódica total es necesario polarizar los cátodos de la celda de corrosión hasta que alcancen el potencial a circuito abierto de los ánodos locales.1

La teoría de la protección catódica se comprende mejor si consideramos primero una celda de corrosión simple que consista de un ánodo y un cátodo sobre una estructura. La energía impulsora de la corriente de corrosión es la diferencia de potencial entre ánodo y cátodo. Según la ley de Ohm, la magnitud de la corriente de corrosión es directamente proporcional a la diferencia de potencial e inversamente proporcional a la resistencia del paso de corriente. Una vez que la celda de corrosión ha alcanzado la condición de estado estacionario, el potencial impulsor es la diferencia de potencial entre el potencial polarizado del ánodo y el potencial polarizado del cátodo, como se ve en la Ecuación 2-1.

R R

E E I

ca

pc,pa,corr +

−= [2-1]

donde: Icorr = Corriente de corrosión (A) Ea,p = Potencial del ánodo polarizado (V) Ec,p = Potencial del cátodo polarizado (V) Ra = Resistencia del ánodo al electrolito (Ω) Rc = Resistencia del cátodo al electrolito (Ω)

Como puede verse en el equivalente eléctrico de una celda de corrosión simple en la Figura 2-1, la corriente descargada desde el ánodo es exactamente la misma que la corriente captada en el cátodo, Ecuación 2-2. Ia = Ic = Icorr [2-2] 1 R.B.Mears and R.H.Brown. “ A Theory of Cathodic Protection”. Transactions of the Electrochemical Society, presented October 15, 1938, vol.74, pp. 519-531


Sistemas de Protección Catódica 2:2

donde: Ia = Corriente anódica (A) Ic = Corriente catódica (A)

RaRc

IcEa,p Ia Ec,p

R RE E

I I I Ica

pc,pa,corrcorrca +

−===

Figura 2-1: Celda de Corrosión Simple

Al aplicarse protección catódica, la carga positiva circula desde una fuente externa hacia la estructura (celda de corrosión única), como puede verse en la Figura 2-2. Ahora la corriente de corrosión o corriente anódica ya no es igual a la corriente catódica. De acuerdo con la ley de Kirchoff, la Ecuación 2-3 indica que la corriente de corrosión o corriente anódica es igual a la corriente catódica de la celda de corrosión menos la corriente aplicada.

RaRCP

IcEa,p Ia

ICP

Ec,p

I = I - Ia c CP

ICPECP

Figura 2-2: Aplicación de Corriente de PC

Ia = Ic – ICP [2-3]



donde: ICP = corriente de protección catódica (A) La celda de corrosión debe ahora alcanzar una nueva condición de estado estacionario. Dado que el cátodo sobre la estructura se encuentra a un potencial más electropositivo que el ánodo, la corriente es recogida primero en la zona catódica, suponiendo que las resistencias sean iguales. Esto hace que el cátodo se polarice más en la dirección electronegativa (reducción). Debido al aumento de polarización en el cátodo, disminuye la diferencia de potencial entre el ánodo y el cátodo de la celda de corrosión. Esto provoca la disminución de la magnitud de la corriente de corrosión. Con menos corriente de corrosión descargándose al electrolito en la zona anódica, el ánodo se despolariza, volviéndose menos electropositivo. Se alcanza entonces una nueva condición de estado estacionario con una menor corriente de corrosión debido a la aplicación de la corriente de protección catódica. Con cada incremento adicional de la corriente de protección catódica, la corriente de corrosión disminuye más y el ánodo continúa despolarizándose hasta alcanzar su potencial a circuito abierto. Llegado este punto, el ánodo no puede seguir despolarizándose; por lo tanto, la diferencia de potencial entre ánodo y cátodo es igual a cero. Con una diferencia de potencial igual a cero, la corriente anódica se vuelve también igual a cero, el ánodo deja de existir (es decir, deja de funcionar como ánodo), y la corriente catódica es igual a la corriente de protección catódica aplicada, como muestra la Figura 2-3. La aplicación de más corriente a partir de este punto sólo sirve para polarizar las dos zonas, que ahora funcionan ambas como cátodos, en dirección electronegativa.

Figura 2-3: Detención de la Corrosión




Consideremos ahora una estructura real que se corroe, con muchos ánodos y cátodos. A medida que se aplica la corriente de protección catódica, ésta ingresa a la estructura por los cátodos y provoca la polarización de los cátodos en dirección electronegativa. Si seguimos aplicando cada vez más corriente de protección catódica, los potenciales de los cátodos se aproximan a los potenciales de los ánodos más activos. A medida que disminuyen las diferencias de potenciales, cada vez más ánodos se convierten en cátodos. Cuando la estructura se polariza tanto que alcanza el potencial a circuito abierto del ánodo más negativo (más activo), dejan de existir ánodos en la estructura, y se alcanza la protección catódica total. Por consiguiente, el verdadero criterio para la completa protección catódica de una estructura es la polarización de los cátodos hasta alcanzar el potencial a circuito abierto del ánodo más activo de la estructura. Dado que en este punto se detiene la corrosión, la aplicación de corriente de protección adicional es innecesaria y poco económica. Si bien este criterio es relativamente fácil de comprender, es imposible aplicarlo a los problemas de corrosión reales, porque el potencial a circuito abierto del ánodo más activo de una estructura no puede calcularse con precisión ni medirse en el campo. Por consiguiente, es necesario contar con criterios sustitutos. 2.2 Criterios La efectividad de la protección catódica puede determinarse mediante métodos que muestren que no hay corrosión sobre una estructura. Varios de estos métodos involucran la inspección física de la superficie de la estructura, el análisis de las condiciones del medio y de los parámetros de operación del control de la corrosión y/o la reducción de la velocidad de las pérdidas por corrosión. Para la mayor parte de las tuberías y otras estructuras enterradas, no resulta práctico realizar una inspección frecuente y rutinaria de la superficie para verificar que no haya corrosión. En ausencia de estos datos, pueden usarse criterios basados en la polarización catódica. Estos criterios pueden aplicarse sin esperar a que la corrosión sea evidente. El objetivo de un criterio de protección catódica es suministrar un punto de referencia con el cual pueda compararse el nivel de protección catódica aplicado a una estructura específica. Algunas de las características deseables para un buen criterio son la posibilidad de aplicarlo a una amplia gama de estructuras y medios, la facilidad de su aplicación, una sólida base científica, una alta probabilidad de mitigar la corrosión a un nivel aceptable y una baja probabilidad de sobre-protección.



Aunque antes se reconocían varios criterios como válidos, las versiones actuales de los Standards de NACE -RP0169 (tuberías), RP0193 (tanques sobre nivel), y RP0285 (tanques de almacenamiento enterrados)- reconocen tres criterios principales para el acero expuesto a suelos: 1) el criterio de -850 mVCSE de potencial con la corriente aplicada, 2) el criterio de –850 mVCSE de potencial polarizado, y 3) el criterio de 100 mV de polarización. En este texto nos referiremos a los primeros dos criterios como “criterio de potencial” y al tercero como “criterio de desplazamiento por polarización”. Dado que esto tres standards ofrecen básicamente los mismos criterios, con pequeñas variaciones de orden y terminología, a continuación nos basaremos en la RP0169. 2.2.1 Criterio de Potencial (–850 mVCSE) La versión actual del Standard RP0169 de NACE dice dos cosas con respecto al criterio de potencial. En el parágrafo 6.2.2.1.1, el criterio se establece como:

Un potencial negativo (catódico) de al menos 850 mV con la protección catódica aplicada. Este potencial se mide con respecto a un electrodo de referencia de cobre/sulfato de cobre en contacto con el electrolito. Para interpretar esta medición de potencial en forma válida, es necesario tener en cuenta todas las caídas de potencial que no sean la que se produce en la interfase estructura-electrolito.2

Y sigue:“Por “tener en cuenta”, se entiende la aplicación de una sólida práctica de ingeniería para determinar la significación de las caídas de potencial mediante métodos como los descriptos en 6.2.2.1.1.1 Medir o calcular la(s) caída(s) de potencial….” Este standard incluye otros enfoques para tener en cuenta la significación de las caídas de potencial.2 En el parágrafo 6.2.2.1.2, el criterio de potencial se define como “Un potencial polarizado (véase la definición en la Sección 2) negativo de al menos 850 mV con respecto a un electrodo de referencia de cobre/sulfato de cobre.” En la Sección 2, el potencial polarizado se define como “…la suma del potencial de corrosión y la polarización catódica.”3

2 NACE Standard RP0169-02, “Control of External Corrosion on Underground or Submerged Metallic

Piping Systems,” (Houston, TX: NACE, 2002), pp. 12-17. 3 Ibid.2



Al medir el potencial estructura-suelo en campo, la medición obtenida es la suma algebraica del potencial de corrosión, la polarización catódica (ηc) y cualquier caída óhmica que haya (Ecuación 2-4). Emed = Ecorr + ηc + VIR [2-4]

donde: Emed = Potencial medido (V) Ecorr = Potencial de corrosión (V) ηc = Polarización (V) VIR = Caída de potencial (V) Si se eliminan las caídas óhmicas de la medición, mediante la interrupción de la corriente o cualquier otro método válido, el valor que queda representa el potencial polarizado de la estructura definido en la Sección 2 de la norma. Dado que, según el parágrafo 6.2.2.1.1, el criterio de potencial requiere “tener en cuenta las caídas de potencial que no sean la que se produce en la interfase estructura-electrolito” y “tener en cuenta” se define como “medir o calcular la(s) caída(s) de potencial”, estas dos definiciones son exactamente iguales, con una sola excepción: El criterio de potencial, según el parágrafo 6.2.2.1.1, autoriza específicamente al ingeniero a evaluar la caída óhmica mediante métodos diversos de la medición real o la interrupción de la corriente, dentro de los límites de una “sólida práctica de ingeniería.” El criterio de –850 mVECS para la protección del acero en suelos fue sugerido por primera vez en 1933 por Kuhn, sin que este valor estuviese científicamente justificado.4 Durante los doce años siguientes, la validez de este criterio se vio reforzada por la experiencia en campo, según informa Logan.5 A través de la experimentación de laboratorio, Ewing y, casi simultáneamente, Schwerdtfeger y McDorman agregaron validez a este criterio mostrando que, en algunos casos, el valor de –850 mVECS resultaba conservador.6,7

Schwerdtfeger y McDorman graficaron los potenciales de electrodos de acero, medidos experimentalmente en diferentes suelos en ausencia de aire, en función del

4 Robert J. Kuhn, “Cathodic Protection of Underground Pipe Lines from Soil Condition,” API Proceedings,

vol. 14, sec. 4, Noviembre 1933, pp. 153-167. 5 Kirk Logan, “Underground Corrosion,” Circular C450, NBS, November 1945, pp. 250-279. 6 Scott Ewing, “Potential Measurements for Determining Cathodic Protection Requirements,”

CORROSION, vol. 7, no. 12, (1951): pp. 410-418. 7 W. J. Schwerdtfeger and O. N. McDorman, “Potential and Current Requirements for the Cathodic

Protection of Steel in Soils,” CORROSION, vol. 8, no. 11 (1952): pp. 391-400.



pH. Trazando una curva a través de estos datos y graficando el potencial de un electrodo de hidrógeno en función del pH en el mismo gráfico, observaron que las dos curvas se intersectaban cerca de un pH = 9 y un potencial de –770 mVSCE (–846 mVCSE). Basándose en estos datos y en la información suministrada por Holler, concluyeron que, dado que a este potencial no habría diferencia de potencial entre el acero y un electrodo de hidrógeno, la corrosión sería insignificante.8,9

El criterio de potencial fue mejorado por la confirmación experimental más reciente de que el valor de –850 mVCSE suministra una protección adecuada en una amplia gama de tipos de suelo, aún cuando varíen los niveles de humedad (de aproximadamente 4 % hasta la saturación) y los de oxígeno (aireado y desaireado).10 Esta investigación fue seguida de una experimentación de campo en diversos medios naturales para confirmar los resultados de laboratorio. El investigador seleccionó once sitios de ensayos en tres países diferentes para comprobar la validez de este criterio en diversos medios. Asumió que una mitigación de la corrosión adecuada era de 1 mpy o menos a lo largo del período de ensayo. La Figura 2-4 muestra los resultados provisorios de los once sitios de ensayo. Como se aclara en la Figura 2-4, estos ensayos apoyaron la validez del criterio de –850 mVCSE, ya que los once sitios tuvieron una protección adecuada de acuerdo con este criterio.11

8 Ibid. 7. 9 H. D. Holler, “Studies on Galvanic Couples,” Journal of Electrochemical Society, vol. 97, (1950): pp. 277-

282. 10 Thomas J. Barlo and Warren E. Berry, “An Assessment of the Current Criteria for Cathodic Protection of

Buried Steel Pipeline,” MP, vol. 23, no. 9 (1984): pp. 9-16. 11 Dr. Thomas J. Barlo, “Field Testing the Criteria for Cathodic Protection,” Research sponsored by

Pipeline Research Committee of American Gas Association, SAIC Interim Report, Dec. 1987, Cat. No. L51546 (Hoffman Estates, IL: AGA) 1988.



-E , V (Cu/CuSO )off 4

T I LDEN T WI N FALLS

MO O M BA B ET HUNG R A

C A RO N M AP LE

M E AD O W D N E LK I NS

S H A RO N HO F F M AN

O LP E

0.2 0.4 0.6 0.8 1 1 2 0 .

Figura 2-4: Rango de Potenciales Polarizados para la Protección en Cada Sitio

Fuente: Dr. Thomas J. Barlo, “Field Testing the Criteria for Cathodic Protection,” Investigación subsidiada por el Pipeline Research Committee de la American Gas Association, SAIC Interim Report, Dic. 1987, Cat. No. L51546 (Hoffman Estates, IL: AGA) 1988. Entretanto, varios investigadores han intentado calcular un valor específico del criterio de potencial basándose en consideraciones termodinámicas. Partiendo de lo que constituye “una velocidad de corrosión aceptable”, usaron la ecuación de Nernst con datos de solubilidad en un intento por calcular un valor de potencial. Los valores que se determinaron variaron alrededor del valor de -850 mVCSE establecido previamente, dependiendo de la base de la que se partió en cada caso.12, , , , , ,13 14 15 16 17 18

Como indica el Standard de NACE RP0169 y otros, la persona que interpreta los datos debe tener en cuenta la caída óhmica al evaluar el nivel de protección de una estructura con protección catódica. En la aplicación práctica de la protección catódica, Pearson había notado ya en 1944 que la caída óhmica en el electrolito no reducía la corrosión en forma significativa. Concluyó que: “Está claro que cualquier medición de la polarización de una estructura enterrada debe distinguir entre los 12 M. Pourbaix, CORROSION, vol. 5, no. 4 (1949): p. 125. 13 C. Wagner, J Journal of Electrochemical Society, vol. 1, (1952). 14 L. P. Sudrabin, CORROSION, vol. 13, no. 5 (1957): p. 87. 15 M. H. Peterson, CORROSION, vol. 15, no. 9 (1959): p. 485t. 16 H. H. Uhlig, Corrosion and Corrosion Control, 2nd Ed. (New York, NY: John Wiley & Sons, 1971), p. 224. 17 U. R. Evans, The Corrosion and Oxidation of Metals (Edward Arnold Publishers, Ltd., 1960), p. 284. 18 J. A. Davis and J. D. Kellner, “Electrochemical Principles Applied to Operating Pipelines,:

CORROSION/89 paper no. 412(Houston, TX: NACE, 1989).



efectos de la caída óhmica y los resultados electroquímicos de la circulación de la corriente. Sólo estos últimos son útiles para controlar la velocidad de la corrosión.”19 Esta idea de eliminar el error por caída óhmica fue reiterada por Logan, Ewing, Schwerdtfeger y McDorman, entre muchos otros.20, ,21 22

Si bien hoy en día el valor específico de –850 mVCSE como criterio de potencial

al vez uno de los principales motivos de desacuerdo entre investigadores con

.2.2 Criterio de 100 mV de Polarización

para la protección catódica del acero en suelos o aguas está ampliamente aceptado, éste no ha sido el único valor sugerido. Algunos declararon que para mitigar la corrosión completamente, se requiere un valor más negativo. De hecho, se han sugerido valores de potencial tan electronegativos como –1000 mVCSE.23, ,24 25 Además, varios investigadores informan que, en alguno casos, un criterio de potencial más electropositivo asegura una protección adecuada, especialmente en suelos secos y aireados.26, , , ,27 28 29 30

Trespecto a un criterio de potencial específico parta de qué considera cada uno como un nivel de protección aceptable. El criterio de un potencial de –850 mVCSE se basa en un nivel de mitigación de la corrosión económicamente aceptable, y no en su completa eliminación. 2

19 J. M. Pearson, “Concepts and Methods of Cathodic Protection – Part I,” The Petroleum Engineer,

(March 1944): pp. 216, 218, 220. 20 Kirk Logan, “Underground Corrosion,” Circular C450, NBS, November 1945, pp. 250-279. 21 Scott Ewing, “Potential Measurements for Determining Cathodic Protection Requirements,”

CORROSION, vol. 7, no. 12, (1951): pp. 410-418. 22 W. J. Schwerdtfeger and O. N. McDorman, “Potential and Current Requirements for the Cathodic

Protection of Steel in Soils,” CORROSION, vol. 8, no. 11 (1952): pp. 391-400. 23 Robert J. Kuhn, “Cathodic Protection on the 840-Mile Texas Gas Transmission Corporation 26-Inch Pipe

Line from Texas to Ohio,” American Gas Association Annual Conference, Atlantic City, N.J., Oct. 1950. 24 A. C. Toncre, “A Review of Cathodic Protection Criteria,” Proceedings of the 6th European Congress on

Metallic Corrosion, (London, England: Society of Chemical Industry, 1977). 25 Komei Kasahara, Taisaku Sato, and Haruhiko Adachi, “Results of Polarization Potential and Current

Density Surveys on Existing Buried Pipelines,” MP, vol. 19, no. 9 (1980): pp. 49-51. 26 Scott Ewing, “Potential Measurements for Determining Cathodic Protection Requirements,”

CORROSION, vol. 7, no. 12, (1951): pp. 410-418. 27 Thomas J. Barlo and Warren E. Berry, “An Assessment of the Current Criteria for Cathodic Protection of

Buried Steel Pipelines,” MP, vol. 23, no. 9 (1984): pp. 9-16. 28 Kirk H. Logan, “Comparisons of Cathodic Protection Test Methods,” CORROSION, vol. 10, no. 7 (1954):

pp. 206-211. 29 T. J. Barlo et. al., “Investigation of Techniques to Determine the True-Pipe-to-Soil Potential of a Buried

Pipeline,” Research sponsored by Pipeline Research Committee of American Gas Association, Battelle Annual Report, Feb. 1981.

30 Standard DIN 30676, “Design and Application of Cathodic Protection of External Surfaces,” (October 1985).



En la Sección 6.2.2.1.3, el Standard de NACE RP0169 también establece un criterio

Un mínimo de 100 mV de polarización catódica entre la superficie de la lito.

a base teórica para entender el criterio de desplazamiento por polarización parte de

demás de confirmar el criterio de –850 mVCSE, el trabajo experimental de Ewing

de polarización para la protección adecuada en estructuras de acero:

estructura y un electrodo de referencia estable en contacto con el electroPara satisfacer este criterio, puede medirse tanto la formación como el decaimiento de la polarización.31

Lla suposición de que la celda de corrosión opera bajo control catódico. Además, se asume que la diferencia en el potencial a circuito abierto del ánodo más activo de la estructura y el potencial de corrosión de la estructura es de 100 mV o menos. Por ende, si la estructura es polarizada catódicamente desde una fuente externa en al menos 100 mV, no habrá diferencia de potencial entre los ánodos y cátodos de la estructura, y la corrosión se detendrá. Arespaldó el criterio de 100 mV de polarización. En sus conclusiones, Ewing declara: “La variación de potencial o polarización necesaria para la protección de tuberías probablemente es siempre menor a 0.1 volt.”32 Von Baeckmann y Schwenk suministraron la justificación teórica de la polarización de 100 mV aplicando la ecuación de Nernst a los gráficos de potencial de velocidad de corrosión determinados experimentalmente.33 Sin embargo, la extensa investigación sobre varios criterios realizada por Barlo y Berry otorgaron un apoyo convincente para la amplia validez del criterio de 100 mV. Concluyeron que: “El criterio de 100 mV de polarización parece ser el criterio con más validez general y aplicabilidad para evitar la corrosión en varios suelos.”34 Nuevamente, investigaron el criterio de polarización mediante ensayos de campo en once sitios. Como muestra la Figura 2-5, el criterio de 100 mV resultó válido para todos los sitios de ensayo.35

31 NACE Standard RP0169-02, “Control of External Corrosion on Underground or Submerged Metallic

Piping Systems,” (Houston, TX: NACE, 2002), pp. 12-17. 32 Scott Ewing, “Potential Measurements for Determining Cathodic Protection Requirements,”

CORROSION, vol. 7, no. 12, (1951): pp. 410-418. 33 W. von Baechmann and W. Schwenk, Handbook of Cathodic Protection, (Surrey, England: Portcullis

Press Ltd., 1975), pp. 37-38, 58-59, 153-173, 185-198, and 208-217). 34 Thomas J. Barlo and Warren E. Berry, “An Assessment of the Current Criteria for Cathodic Protection of

Buried Steel Pipelines,” MP, vol. 23, no. 9 (1984): pp. 9-16. 35 Dr. Thomas J. Barlo, “Field Testing the Criteria for Cathodic Protection,” Research sponsored by

Pipeline Research Committee of American Gas Association, SAIC Interim Report, Dec. 1987, Cat. No. L51546 (Hoffman Estates, IL: AGA) 1988.


SHARON

HOFFMAN

MAPLE

ELKINS

OPLE

TILDEN

CARON

MEADOW DN

TWIN FALLS

BETHUNGRA

MOOMBA

25 50 75 100 125 1500

E, mV Figura 2-5: Rango de Polarización para la Protección de Cada Sitio

Fuente: Dr. Thomas J. Barlo, “Field Testing the Criteria for Cathodic Protection,” Investigación subsidiada por el Pipeline Research Committee de la American Gas Association, SAIC Interim Report, Dic. 1987, Cat. No. L51546, 1988.

2.2.3 Factores que Afectan la Validez de los Criterios Tanto el criterio de potencial como el de polarización suponen medios naturales (suelos y aguas) a temperatura ambiente. Estos criterios disminuyen su validez a medida que aumenta la temperatura o se encuentran condiciones y composiciones químicas inusuales. Algunos de los factores que pueden afectar la validez y aplicación de los criterios son: temperatura, bacterias, interferencia por corriente alterna (AC), tipo de metal, presencia de diferentes metales, corrosión bajo tensiones (SCC stress corrosion cracking) y recubrimientos despegados (disbonded coatings) 2.2.3.1 Temperatura El criterio de potencial de –850 mVCSE y el de 100 mV de polarización han sido validados e investigados extensamente bajo condiciones normales de temperatura ambiente (20 a 25 °C) para el acero en suelos y aguas naturales. Sin embargo, varios investigadores determinaron que estos criterios son inadecuados a temperaturas mayores. La mayoría está de acuerdo en que el criterio de potencial debe ajustarse a –950 mVCSE para temperaturas por encima de los 60 °C (140




°F).36, ,37 38 De acuerdo a los resultados presentados por Barlo y Berry, el criterio de polarización deberá ajustarse de 100 mV a 150 - 250 mV a temperaturas de 60 °C (140 °F), mientras que Morgan sugiere un ajuste de 2 mV/°C para temperaturas elevadas.36,39

2.2.3.2 Bacterias Reductoras de Sulfatos La presencia de bacterias reductoras de sulfatos (SRB) pueden afectar los criterios de protección catódica. Las SRB son microbios anaeróbicos que con frecuencia se encuentran en sedimentos marinos, zonas pantanosas húmedas y suelos arcillosos. Dado que estas bacterias pueden usar el hidrógeno adsorbido en las superficies de acero para convertir sulfatos en sulfuros, y éstos reaccionan con el ion ferroso para formar sulfuro de hierro, provocan la despolarización de los ánodos y cátodos sobre la superficie de acero. En presencia de las SRB, el criterio de potencial recomendado es de –950 mVCSE, y el criterio de polarización es de 200 mV.36,37,39,40 Además, Barlo y Berry sugirieron que el criterio de polarización en presencia de SRB y a 60° (140 °F) de temperatura debe ser de aproximadamente 200 a 300 mV.36

2.2.3.3 Densidad de la Corriente Alterna (AC) La importancia de la corriente alterna con respecto a la corrosión del acero se ha investigado desde principios del 1900. Varios estudios de los años ’60 llegaron a la conclusión de que, para el caso del acero, “la corrosividad de una corriente alterna inducida es igual a aproximadamente el 0.1% de una corriente continua de valor equivalente.” Por esto, durante muchos años los ingenieros en corrosión consideraron a la corrosión inducida por corriente alterna como insignificante. Sin embargo, a raíz de la falla de una tubería con protección catódica en Alemania en 1986, atribuida a la corrosión por AC, la importancia de la corrosión por AC resurgió como objeto de varias investigaciones. Actualmente, los investigadores han determinado que la presencia de corriente alterna en la interfase metal/electrolito de una estructura de acero, puede afectar la velocidad de corrosión

36Thomas J. Barlo and Warren E. Berry, “An Assessment of the Current Criteria for Cathodic Protection of

Buried Steel Pipelines,” MP, vol. 23, no. 9 (1984): pp. 9-16. 37Standard DIN 30676, “Design and Application of Cathodic Protection of External Surfaces,” (October

1985). 38W. von Baechmann and W. Schwenk, Handbook of Cathodic Protection, (Surrey, England: Portcullis Press

Ltd., 1975), pp. 37-38, 58-59, 153-173, 185-198, and 208-217. 39John Morgan, Cathodic Protection, 2nd Ed. (Houston, TX: NACE, 1987), pp. 37, 152-175, 205, and 254-

258. 40Karl P. Fischer, “Cathodic Protection is Saline Mud Containing Sulfate Reducing Bacteria,” MP, vol. 20,

no. 10 (1981): pp. 41-46.



de la estructura en forma significativa, aún cuando la cantidad de protección catódica aplicada también sea significativa.41,42

Los investigadores alemanes concluyeron que el riesgo de corrosión por AC en una estructura con protección catódica estaba en función de la densidad de la corriente alterna en la interfase. Llegaron a la conclusión de que, hasta una densidad de corriente de 20 A/m2 (2 A/ft2), “probablemente no hay riesgo” de corrosión al usar criterios convencionales de protección catódica; a densidades de corriente alterna superiores a los 20 A/m2 (2 A/ft2) e inferiores a 100 A/m2 (10 A/ft2), los criterios convencionales de protección catódica son poco confiables y la corrosión es posible; y a densidades de corriente alterna superiores a los 100 A/m2 (10 A/ft2), se prevé que haya daños por corrosión.43 Hasta cierto punto, el nivel de densidad de la corriente de protección catódica tiene un efecto mitigante sobre la corrosión por AC. Según Helm et al., las densidades de corriente de protección catódica de hasta 0.25 A/m2 (25 mA/ft2) no tuvo un efecto mitigante; sin embargo, a densidades de corriente de 4 A/m2 (400 mA/ft2) sí hubo un efecto apreciable. Dévay et al. informaron que las densidades de corriente continua de 100 y 250 A/m2 (10 y 25 A/ft2) redujeron la corrosión por AC; sin embargo, la corrosión por AC aún resultó significativa con densidades de corriente continua de hasta 10 A/m2 (1 A/ft2). Teniendo en cuenta que las densidades de corriente continua para la protección en suelo en ausencia de corriente alterna normalmente se preveen de 10 a 30 mA/m2 (1 to 3 mA/ft2), las densidades de corriente continua requeridas en presencia de corriente alterna son bastante elevadas.43,44

Como las densidades de corriente alterna pueden ser desconocidas o difíciles de medir, con frecuencia es preferible convertirlas a voltaje AC, que es una cantidad más fácil de medir. Esto puede hacerse considerando la corriente en la interfase de un holiday con forma de disco (circular) con una superficie de 1 cm2, que según Prinz es el peor de los casos. Combinando la ley de Ohm con la ecuación de

41R. A. Gummow, R. G. Wakelin, and S. M. Segall, “AC Corrosion – A New Challenge to Pipeline Integrity,”

NACE CORROSION/98, paper 566, (Houston, TX: NACE). 42J. Dabkowski and A. Taflove, “Mutual Design Considerations for Overhead AC Transmission Lines and

Gas Transmission Pipelines – Volume I: Engineering Analysis,” EPRI EL-904, (Chicago, IL: IIT Research Institute, 1978), pp. 7/1 – 7/10.

43G. Helm, H. Heinzen, and W. Schwenk, “Investigation of Corrosion of Cathodically Protected Steel Subjected to Alternating Currents,” 3R International, 32, Issue 5, pp. 246-249 (German).

44J. Devay, et. Al., “Electrolytic AC Corrosion of Iron,” Acta Chimica, 52 (1967), pp. 65-66.


resistencia a tierra de un disco circular y con la ecuación para la superficie de un disco, obtenemos la Ecuación 2-5.45,46

8

d ρ i V ac

acπ

= [2-5]

donde: Vac = voltaje AC tubería-a-tierra (V) iac = densidad de la corriente alterna (A/m2) ρ = resistividad del suelo (Ω-m) d = diámetro del holiday en forma de disco (m)* * (d = 0.0113 m para un disco de 1 cm2 de superifice) La ecuación [2-5] se obtiene a partir de Ley de Ohm

V = IR Densidad de Corriente I = iAResistencia a Tierra de un Disco Circular

R = d2ρ

Superficie

A = 4d2π

Voltaje AC Tubería-Tierra Vac = IR

Vac = d2Aiac ρ

Vac = )2(4

2

ddiac ρπ

Vac = 8diac ρπ

Para una corriente alterna de 100 A/m2 (10 A/ft2), la Figura 2-6 especifica los voltajes AC frontera (threshold) para varias resistividades de suelo y tamaños de holiday. Esta figura puede usarse para determinar la probabilidad de corrosión por

45 Ibid 41 46W. Prinz, “AC Induced Corrosion on Cathodically Protected Pipelines,” UK Corrosion 92, vol. 1, (1992).



AC, sobre la base de un voltaje AC específico, la resistividad del suelo y el tamaño del holiday.45


0 .1 1 10 1 00 HolidayArea(cm2)

0

1

1 0

1 0 0

1 0 0 0

6

1 5 M a x . S afe Voltage for Personnel Safety (15V)

Figura 2-6: Voltaje AC vs Tamaño del Holiday para iAC = 100 A/m2

Fuente: R. A. Gummow, R. G. Wakelin, and S. M. Segall, “AC Corrosion – A New Challenge to Pipeline Integrity,” CORROSION/98, paper no. 566, (Houston, TX: NACE, 1998). 2.2.3.4 Tipo de Metal Los distintos metales tienen diferentes potenciales de corrosión (potenciales naturales). Como el potencial de corrosión de un metal es un potencial mixto basado en el promedio ponderado de los ánodos polarizados y los cátodos polarizados sobre la estructura, el criterio de potencial debe modificarse según el metal específico. Esto resulta de la necesidad de polarizar los cátodos hasta el potencial a circuito abierto del ánodo más activo, de acuerdo con el verdadero criterio de protección catódica. Como el potencial de los ánodos es diferente para cada tipo de metal, debe ajustarse el criterio de potencial. Sin embargo, suponiendo que la celda de corrosión está bajo control catódico, el criterio de polarización establecido para el acero puede resultar suficiente para otros metales. Si bien el Standard de NACE RP0169 no determina un criterio específico para el aluminio o el cobre, sí indica que el criterio de 100 mV de polarización catódica sería aplicable. Sin embargo, en el caso del aluminio, un metal anfótero, se advierte



acerca de los potenciales excesivos (más electronegativos que –1200 mVCSE).47 En general hay que tomar precauciones con cualquier metal anfótero (aluminio, cadmio, plomo, estaño, zinc) porque estos metales pueden presentar corrosión significativa a los niveles elevados de pH que se desarrollan a potenciales catódicos excesivos. Otros standards, como el británico BS 7361 (Tabla 2-1) y el alemán DIN 30676

Tabla 2-1: Criterios de Potencial del Standard Británico BS 7361

(Tabla 2-2), sí ofrecen criterios de potencial específicos para varios tipos de metales.48

Material

Potencial, CSE

Suelos y

Agua Dulce

Potencial,

Plata-Cloruro de Plata

Agua de Mar

Hierro y Acero –850 mV –800 mV Medio aeróbico

Hierro y Acero

Medio anaeróbico –950 mV –900 mV

Plomo –600 mV –550 mV

Aluminio

os

–950mV

–120

–900 mV

–115No exceder l 0 mV 0 mV

Aleaciones de Cobre –500 a –650 mV –450 a –600 mV

47NACE Standard RP0169-02, “Control of External Corrosion on Underground or Submerged Metallic

Piping Systems,” (Houston, TX: NACE, 2002), pp. 12-17. 48C. F. Schrieber and Reece W. Murray, “Effect of Hostile Marine Environments on the Al-Zn-In-Si

Sacrificial Anode,” CORROSION/88, paper no. 32, (Houston, TX: NACE, 1988).



Tabla 2-2: Criterios de Potencial del Standard Alemán DIN 30676

Material Temperatura, °C o Electrolito

Potencial

VCSE

Materiales ferrosos no aleados o de baja aleación Menos de 40°C (104ºF) –850 mV

Ídem Más de 60°C (140ºF) –950 mV Ídem Medios anaeróbicos –950 mV

Ídem Suelo arenosos, ρ>500 Ω-m –750 mV

Aceros inoxidables con Cr≥16%

Suelo o agua dulce y menos de 40°C –100 mV

Ídem Suelo o agua dulce y más de 40°C –300 mV

Ídem Agua salada –300 mV

Aleaciones de cobre-níquel, cobre –200 mV

Plomo –650 mV

Aluminio Agua dulce –800 mV Ídem Agua salada –900 mV

Acero en contacto con hormigón –750 mV

Acero galvanizado –1200 mV

Norma ISO 15589-1 Industria del Petróleo y el Gas Natural- Protección Catódica de Tuberías de

Transporte Parte 1 Tuberías Enterradas • El potencial del metal con respecto al electrolito elegido para alcanzar

una velocidad de corrosión inferior a 0.01 mm/año (0.39 mils/año) • Potencial polarizado más negativo que –850 mVCSE • El potencial no debe superar en valor negativo, –1,200 mVCSE • En suelos anaeróbicos o en presencia de bacterias sulfato reductoras

(SRB), el potencial deberá ser más negativo que –950 mVCSE . • En suelos de alta resistividad

–750 mVCSE para 100 Ω−m < ρ < 1,000 Ω-m



–650 mVCSE para ρ > 1,000 Ω-m • Polarización catódica de 100 mV

Precauciones: Evitar el uso del criterio de 100 mV en condiciones de altas temperaturas, presencia de bacterias SRB, corrientes de interferencia, corrientes de recirculacion o corrientes de balance, corrientes telúricas, combinación de metales diferentes, o probabilidad de SCC a potenciales más positivos que -850 mVCSE.

2.2.3.5 Metales Diferentes Cuando hay dos metales diferentes conectados, se forma una celda de corrosión macroscópica en la que un metal es anódico con respecto al otro. Sin embargo, también existen celdas de corrosión microscópicas sobre la superficie de cada uno de los metales. Si bien las celdas de corrosión sobre la superficie del metal catódico pueden suprimirse conectando los metales eléctricamente, las celdas de corrosión sobre el metal anódico permanecen activas. Para mitigar toda la corrosión, incluyendo las celdas de corrosión microscópicas sobre la superficie del metal anódico, la cupla metálica debe ser polarizada catódicamente hasta el potencial a circuito abierto del ánodo más activo del metal anódico. En otras palabras, según el Standard de NACE RP0169 para metales disímiles, el criterio de potencial se presenta como: “Debe mantenerse una diferencia de potencial negativa entre todas las superficies de la tubería y un electrodo de referencia estable en contacto con el electrolito, igual a la diferencia de potencial requerida para la protección del metal más anódico.”49

Como dijimos antes, el criterio de polarización se basa en que haya control catódico, con una diferencia de potencial de 100 mV o menos entre el potencial de corrosión de la estructura y el potencial a circuito abierto del ánodo más activo. Si bien esta suposición puede ser correcta para un único metal, al unirse a un metal más catódico, el potencial de corrosión de la cupla se desplazará en dirección electropositiva. La magnitud de este desplazamiento de potencial está en función de los potenciales de corrosión individuales y de las superficies de los dos metales. Como la validez del criterio de polarización requiere desplazar el potencial de la estructura desde su potencial de corrosión, este criterio no puede usarse a menos

49NACE Standard RP0169-02, “Control of External Corrosion on Underground or Submerged Metallic

Piping Systems,” (Houston, TX: NACE, 2002), p. 12-17.



que se conozca el potencial a circuito abierto del metal anódico, o que la superficie del metal catódico sea despreciable en comparación con la del metal anódico; es decir, que al desconectar el metal catódico no cambie significativamente el potencial de corrosión medido. Si se utiliza este criterio, el desplazamiento por polarización debe ser a partir del potencial a circuito abierto del metal anódico. 2.2.3.6 Corrosión Bajo Tensiones (Stress Corrosion Cracking - SCC) Se han identificado dos formas de corrosión bajo tensiones (SCC) en tuberías de acero: la corrosión bajo tensiones (SCC) de alto pH (clásica), acerca de de la cual se informó por primera vez a mediados de los años ’60, y la SCC de pH bajo o casi neutro identificada en los ‘80.50,51 La corrosión bajo tensiones de alto pH es intergranular y se caracteriza por un medio con carbonatos-bicarbonatos presente en la superficie de la estructura. Este medio puede darse en una superficie metálica en agua o suelo, debido a la reacción química del dióxido de carbono disuelto con los carbonatos naturales en el agua de alto pH presente en la tierra, generada por la aplicación de la protección catódica. La susceptibilidad del acero a la corrosión bajo tensiones de alto pH depende del potencial. La aplicación de la protección catódica puede aumentar la susceptibilidad de una estructura a este tipo de corrosión si los potenciales de protección no son lo suficientemente electronegativos. El rango de potenciales que posibilitan la SCC es mayor y más electronegativo cuanto más elevada es la temperatura; sin embargo, este tipo de falla no se ha observado a potenciales de menos de (más negativos que) –850 mVCSE (si bien a temperaturas de alrededor de 75 °C, el rango se aproxima a este potencial).52,53

La SCC de pH casi neutro, que se da a pH entre 6 y 8, es transgranular y se asocia con la corrosión que tiene lugar en los bordes de la falla. La SCC de pH casi neutro depende mucho menos del potencial de interfase.52,53

Debido a la dependencia del potencial y al medio requerido para la SCC de alto pH, deben tomarse precauciones al aplicar protección catódica, especialmente con el criterio de 100 mV de polarización.52,53 La RP0169 de NACE advierte: “Se

50R. L. Wenk, “Field Investigation of Stress Corrosion Cracking,” 5th Symposium on Line Pipe Research,

Pipeline Research Committee of the American Gas Association, Catalog no. L30174, 1974, p. T-1. 51J. T. Justice and J. D. Mackenzie, “Progress in the Control of Stress Corrosion Cracking in a 914 mm OD

Gas Transmission Pipeline,” Proceedings of the NG-18/EPRG Seventh Biennial Joint Technical Meeting on Line Pipe Research, Pipeline Research Committee of the American Gas Association, Paper no. 28, 1988.

52J. A. Beavers and K. C. Garrity, “100 mV Polarization Criterion and External SCC of Underground Pipelines,” CORROSION/2001, paper no. 1592, (Houston, TX: NACE, 2001).

53R. A. Gummow, “Cathodic Protection Potential Criterion for Underground Steel Structures,” MP, 32, 11 (1993): p. 21-30.



recomienda no utilizar potenciales menos negativos que -850 mV para la protección catódica de tuberías que operen a presiones y con condiciones que favorezcan la corrosión bajo tensiones ….”54

2.2.3.7 Recubrimientos Despegados (disbonded) Los recubrimientos orgánicos se adhieren al substrato metálico tanto por uniones mecánicas como polares. La unión mecánica es resultado del anclaje entre el recubrimiento solidificado y la rugosidad irregular de la superficie del substrato metálico. La unión polar se debe a la atracción eléctrica entre las moléculas polares del revestimiento y de la superficie metálica. Supondremos para este análisis que un recubrimiento despegado es uno que no se adhiere a la superficie de la estructura metálica. Muchos otros factores pueden hacer que se despegue un recubrimiento: tensiones del suelo, temperaturas cambiantes en el suelo y/o tubo, temperaturas de operación elevadas, formación de carpas (tenting), ampollas y despegue catódico (alcalino). Este último generalmente aparece en zonas con un holiday o área dañada sobre el revestimiento, mientras que las ampollas aparecen generalmente en zonas sin holidays. La tensión en el suelo generalmente es un problema cuando el suelo y el tubo se mueven en diferentes direcciones, lo que resulta en fuerzas que tienden a separar por esfuerzos de corte el recubrimiento de la superficie. Esto es frecuente en suelos arcillosos que se expanden y contraen según ciclos de mayor o menor humedad. También puede darse debido a cambios estacionales en la temperatura del tubo y/o suelo, que hacen que el tubo tienda a elongarse o encogerse según cambia la temperatura. Las temperaturas de operación elevadas pueden reblandecer algunos tipos de revestimiento, en especial los que están hecho de polietileno y masillas (mastic), volviéndolos más susceptibles a las tensiones del suelo y más permeables al agua. El tenting puede aparecer en una soldadura longitudinal o circunferencial, y es resultado de un recubrimiento que no se adapta adecuadamente a la “joroba” sobre la superficie del acero. Esto resulta en una “carpa”, o bolsa de aire, que se forma al lado de la soldadura y en la que pueden acumularse tierra y/o agua. Los problemas que se describen a continuación relacionados con las ampollas y el despegue catódico, también son típicos para estas otras causas de despegue del revestimiento.

54NACE Standard RP0169 (latest revision), “Control of External Corrosion on Underground or Submerged

Metallic Piping Systems,” (Houston, TX: NACE, 2002), p. 12-17.



Las ampollas comienzan con la mala adhesión del revetimiento, debida a una mala preparación de la superficie, una aplicación incorrecta del recubrimiento o un mal revestimiento. Todos los recubrimientos orgánicos absorben y transmiten humedad en alguna medida. Si el recubrimiento no se adhiere al substrato metálico, el gradiente hidráulico, presión osmótica y presión electro-osmótica (en el caso de una estructura con protección catódica) aumentarán la transmisión del agua a través del revestimiento. Cuando la estructura recubierta se coloca en agua o en un suelo saturado de agua, existe un gradiente hidráulico que va de la superficie externa del revestimiento al substrato metálico. Este gradiente hace que el agua se transporte a través del revestimiento hacia la superficie metálica, donde puede acumularse entre ésta y el revestimiento. Además, si la falta de adhesión se debe a una mala preparación de la superficie, es probable que haya iones contaminantes en la superficie del metal. Una vez que la humedad alcanza la superficie metálica debido al gradiente hidráulico, puede producirse una presión osmótica debida a la mayor concentración de iones en la superficie metálica. Esta presión osmótica aumentará la velocidad de transporte del agua a través del recubrimiento. Por último, si la estructura recibe protección catódica, habrá electro-ósmosis. La electro-ósmosis mueve las moléculas de agua a través de membranas semipermeables en la dirección del flujo de corriente. Como resultado de todas estas fuerzas, el agua seguirá acumulándose entre el revestimiento y la superficie metálica, formando una ampolla. Por lo tanto, la formación de ampollas puede minimizarse mediante la adecuada preparación de la superficie y aplicación del revestimiento.55,56

El despegue catódico resulta de la pérdida de adhesión entre el revestimiento y el substrato metálico debida a la aplicación de protección catódica. Las reacciones catódicas de reducción producen oxhidrilos en la superficie metálica. En este caso, los oxhidrilos (OH–) generados en los poros o los puntos dañados del recubrimiento pueden atacar y destruir las uniones polares entre el recubrimiento y la superficie del metal, causando la pérdida de la adhesión del revestimiento. Algunos recubrimientos son más susceptibles que otros a este problema; por lo tanto, una buena elección del revetimiento constituye la primera línea de defensa. Las temperaturas elevadas también promueven el despegue catódico. Por último, dado que la susceptibilidad al despegue catódico aumenta a mayores potenciales de polarización, debido a la mayor alcalinidad, deben limitarse los niveles de potencial de la protección catódica.55

55W. von Baechmann and W. Schwenk, Handbook of Cathodic Protection, (Surrey, England: Portcullis Press Ltd.,

1975), p. 34-38, 58-59, 153-173, 185-198, and 208-217. 56CP 4–Cathodic Protection Specialist Course Manual, (Houston, TX: NACE, 2002), p. 1:25-1:27, 3:4-3:14, 3:18-

3:33, and 8:34-8:35.



Sin importar la causa del despegue de un recubrimiento, la validez de los criterios de protección catódica, tanto el de potencial como el de polarización, es discutible para superficies metálicas para las que el revestimiento despegado actúa como pantalla. No es que los criterios sean discutibles en sí mismos, sino la posibilidad de llevar a cabo las mediciones que permiten la aplicación de los criterios. Especialmente en el caso de ampollas que no están rotas, el recubrimiento actúa como pantalla eléctrica entre el medio que rodea la superficie de la tubería y el electrodo de referencia a nivel colocado por encima de la estructura. De hecho, para determinar el verdadero potencial, el electrodo de referencia debería estar entre el recubrimiento despegado y el tubo. Por consiguiente, las mediciones superficiales de potencial no constituyen una verdadera medición del potencial de la superficie metélica, por lo que es muy posible que una superficie a la que el revestimiento sirve de pantalla esté recibiendo protección insuficiente y esto no se detecte mediante perfiles de potencial.57

En el caso de una estructura determinada en la que tanto el despegue catódico como la SCC sean una preocupación, ¿cuál es el rango apropiado de potenciales para la estructura de acero? Si nos preocupa la susceptibilidad a la SCC, debe preferirse el criterio de potencial (–850 mVCSE) al de polarización (100 mV), para evitar que la estructura quede dentro del rango de potenciales en que aumenta la suceptibilidad a la SCC. Al aplicar el criterio de potencial a una estructura, el ingeniero de corrosión deberá evitar los potenciales excesivamente negativos cuando pueda haber problemas de despegue catódico. Entonces, ¿cuán electronegativa debería ser una estructura de acero? La respuesta a esta pregunta, como es el caso con muchas preguntas técnicas, se basa en el buen juicio del ingeniero, que debe equilibrar los distintos requerimientos contrapuestos. Por un lado, los potenciales más electronegativos cerca de la fuente de energía contrarrestan los efectos de la atenuación, por lo que se necesitan menos instalaciones de protección catódica. Pero por el otro lado, estos potenciales más electronegativos deben limitarse para evitar los niveles de sobre-protección. Para determinar el potencial más electronegativo admisible, primero debemos determinar qué valores de potencial son posibles. A medida que el potencial se vuelve más electronegativo, la reacción de reducción más probable para estructuras enterradas en la mayoría de los suelos es la electrólisis del agua. Como se verá más adelante, la evidencia sugiere que el límite teórico para el potencial polarizado verdadero más negativo de una estructura en presencia de suficiente humedad es de aproximadamente –1.15 VCSE.57

57T. J. Barlo and R. R. Fessler, “Interpretation of True Pipe-to-Soil Potentials on Coated Pipelines with

Holidays,” CORROSION/83, paper no. 292, (Houston, TX: NACE, 1983).



Para polarizar las profundas grietas producidas por el despegue catódico, algunos investigadores sugieren limitar el potencial por debajo de los niveles en que la generación de hidrógeno se vuelve significativa. Sugieren que, a medida que se forman burbujas de hidrógeno en una falla del recubrimiento, se inhibe el flujo de corriente a través del angosto paso por debajo del revestimiento despegado. Si bien el potencial al que se genera gas hidrógeno varía de acuerdo a factores ambientales como la temperatura, el pH y el estado de la superficie, el límite sugerido es de aproximadamente -1.0 a -1.10 VCSE.58,59

2.3 Características de la Polarización Catódica 2.3.1 Curva de Polarización Catódica Como puede inferirse de la definición de protección catódica, las características de polarización del cátodo y el potencial específico del ánodo más activo determinan la corriente necesaria para alcanzar la protección catódica. La polarización, según la definimos en el Capítulo 1, es el cambio de potencial debido a una transferencia de cargas (corriente) a través de una interfase. Este cambio del potencial siempre tiene polaridad contraria a la de la corriente que la produce. Por lo tanto, el potencial de un cátodo se desplazará en dirección electronegativa, debido a la corriente desde el electrolito. En el Capítulo 1, mostramos los diagramas de polarización o diagramas de Evans que grafican potencial polarizado versus corriente, E vs. I. Tanto las abscisas, eje de las x, como las ordenadas, eje de las y, se dibujan sobre escalas lineales. Sin embargo, los diagramas de Evans se grafican por lo general con el potencial en escala lineal pero la corriente en escala logarítmica (E log I). Como veremos al hablar de los tipos de polarización, el potencial de polarización es una función del logaritmo de la corriente. Si se hacen gráficos E log I, el diagrama de Evans frecuentemente será una línea recta. Pero al graficar los diagramas de Evans con la corriente en escala logarítmica, se hace evidente un rasgo interesante de los gráficos logarítmicos: no hay cero en la escala logarítmica, por lo que, a medida que nos movemos hacia los números más pequeños de la escala, la magnitud cambia en un factor de 10 pero nunca alcanza el cero. 58R. R. Fessler, A. J. Markworth, and R. N. Parkins, “Cathodic-Protection Levels Under Disbonded

Coatings,” CORROSION/82, paper no. 118, (Houston, TX: NACE, 1982). 59F. M. Song et.al., “Corrosion Under Disbonded Coatings Having Cathodic Protection,” MP, 42, 9 (2003):

p. 24-26.



Si analizamos los tipos de polarización y las ecuaciones que la describen, descubriremos que, a medida que la corriente de corrosión disminuye, se llega a un punto en que deja de disminuir e invierte su dirección. En este punto, la energía libre de Gibb para una reacción específica es igual en cualquier dirección (anódica o catódica). Por lo tanto, hay igual probabilidad de que la reacción ocurra en cualquiera de las dos direcciones. Como todos los átomos, iones y moléculas están en constante movimiento debido a la energía térmica (vibracional), ésta hace que la reacción electroquímica ocurra en las dos direcciones al mismo tiempo. En otras palabras, cada vez que en el ánodo un átomo pierde electrones y y empieza a disolverse en la solución en forma de ion, un ion metálico capta electrones en la interfase del metal y se convierte en un átomo metálico (“se deposita”). Por lo tanto, no hay una reacción neta ni una circulación de cargas neta en una dirección específica. Las dos reacciones, anódica y catódica, se dan simultáneamente, y el flujo de cargas ocurre en las dos direcciones al mismo tiempo, por lo que la corriente neta es igual a cero. Este punto es el estado de equilibrio de la reacción. En el punto de equilibrio, el potencial de polarización es el potencial de equilibrio para la reacción, de acuerdo con la ecuación de Nernst, y la corriente es la corriente de intercambio en las condiciones de equilibrio. Por lo tanto, en un gráfico E log I de una reacción determinada, el punto inicial es el potencial de equilibrio y la corriente de intercambio, como muestra la Figura 2-7. En esta figura se muestran las reacciones de reducción y oxidación debidas a la polarización para el hidrógeno y el hierro a partir de sus respectivos puntos de equilibrio. La intersección de la curva de oxidación del hierro y la curva de reducción del hidrógeno determina el potencial de corrosión y la corriente de corrosión para la corrosión del hierro en una solución que contenga iones hidrógeno (ácida). En la mayoría de los gráficos de polarización confeccionados para ilustrar una determinada celda de corrosión, no se muestran la curva de polarización de la oxidación de las especies reducidas y la de la reducción de las especies oxidadas. Sólo se muestran las curvas de polarización que determinan el estado de corrosión. Sin embargo, cada una de las curvas de polarización comienza en el estado de equilibrio.


log CP Current

E F e/ Fe+ + icorr

E Ecorr

io H /H+(Fe)2

io Fe/Fe++

E H / H +

Figura 2-7: Curvas de Polarización para la Corrosión del Hierro en un Medio Ácido Si consideramos una celda de corrosión simplificada con un ánodo y un cátodo sobre la superficie reactiva (Figura 2-8), el potencial impulsor (Ecelda) para la corriente es la diferencia entre los potenciales a circuito abierto del cátodo y los del ánodo (Ec,oc – Ea,oc) en el momento de la inmersión en el electrolito. En este momento se forma una celda de corrosión completa y la carga comienza a circular del ánodo al cátodo a través del electrolito. A medida que comienza el movimiento de cargas (corriente), comienza también la polarización de la superficie reactiva. Esta polarización da por resultado FEMs opuestas a través de las interfases reactivas, reduciendo el potencial impulsor disponible. Esta disminución en el potencial impulsor reduce la magnitud de la corriente hasta que se alcanza un estado estacionario. Los cambios en el ánodo y en el cátodo se estabilizan, mediante la polarización, hasta alcanzar una velocidad de reacción determinada que se mantiene en el tiempo.



Ea,p

log CP Current

Ea,oc

Cathode Polarization

Icorr

Ec,oc

E

Ecorr

Ec,p

Anode Polarization

Cathode Polarization

Ecell

Ec,c

Figura 2-8: Diagrama de Evans para una Celda de Corrosión En este punto, el nuevo potencial impulsor (Ecc) de la corriente de corrosión es la diferencia entre los potenciales polarizados del ánodo y del cátodo (Ec,p – Ea,p). La magnitud de la corriente entre ánodo y cátodo (Icorr) refleja las velocidades de reacción totales en estado estacionario. Ésta es la corriente de corrosión de la celda. En este estado estacionario, el potencial de la celda de corrosión medido con respecto a un electrodo de referencia estable es el potencial de corrosión (Ecorr). Como indicamos antes, este potencial será un promedio ponderado (geométrico y eléctrico) entre el potencial polarizado final del ánodo y el potencial polarizado final del cátodo. El diagrama de Evans (diagrama E log I) que se muestra en la Figura 2-8 muestra una celda de corrosión operando en estado estacionario. Cuando se aplica protección catódica a la celda de corrosión, la corriente es recogida en la zona catódica, lo que resulta en el aumento de velocidad de la reacción catódica, más allá del estado estacionario alcanzado previamente por la celda de corrosión. Esta perturbación del estado estacionario provoca cambios en las magnitudes de corriente (velocidades de reacción) y en los niveles de polarización. La velocidad de transferencia de cargas en el cátodo aumenta, dando por resultado un mayor nivel de polarización. Como disminuye el potencial impulsor de la corriente de corrosión, debe reducirse también la velocidad de la reacción anódica (corriente de corrosión). Con el tiempo, la celda de corrosión alcanza un nuevo estado estacionario con distintos niveles de polarización catódica y anódica. Estas diferencias generan un nuevo estado estacionario para la operación de la celda de corrosión, con una velocidad de corrosión reducida (magnitud de la corriente anódica, I′corr) en comparación con la celda original. Este nuevo estado se muestra en la Figura 2-9.



Ea,p

log CP Current

Ea,oc

Icorr

Ec,oc

E

Ecorr

Ec,p

'Ea,p

Icorr' Ic'

Icp

'Ec,p

Figura 2-9: Diagrama de Evans para una Celda de Corrosión con PC Cuánto se reduzca la corriente de corrosión depende directamente de las características de la curva de polarización catódica de la estructura y del potencial a circuito abierto del ánodo más activo. Como no ha ocurrido nada que modifique las características de polarización de la estructura, las curvas de polarización no cambiarán. Por lo tanto, la mayor polarización catódica se obtiene extendiendo la pendiente de polarización catódica de la celda de corrosión hasta el nuevo punto de operación, y la menor polarización anódica se indica desplazando hacia atrás el punto de operación del ánodo a lo largo de la curva de polarización anódica. Como se infiere de la Ecuación 2-3, la corriente anódica (I′corr) es ahora la corriente catódica total (I′c) menos la corriente de protección catódica suministrada (ICP). En la Figura 2-9 puede verse que no se ha alcanzado una protección catódica completa, ya que aún hay una corriente de corrosión residual (I′corr). Si suministramos corriente de protección catódica adicional, el potencial polarizado del cátodo alcanzará el potencial a circuito abierto del ánodo. Los diagramas de Evans muestran sólo los estados estacionarios, no los estados transitorios entre estos estados. Las curvas de polarización graficadas en un diagrama de Evans representan los puntos de operación que se establecen en condiciones de estado estacionario. El objetivo al aplicar protección catódica a una celda de corrosión es disminuir la velocidad o detener la reacción de oxidación que se lleva a cabo en el ánodo. Esta




reacción de oxidación provoca la pérdida de metal mediante la reacción generalizada de la Ecuación 2-6, Mo → M+n + ne− [2-6] o de la Ecuación 2-7, en el caso de una estructura de acero. Feo → Fe+2 + 2e− [2-7]

Para alcanzar este objetivo, debe aumentar la velocidad de las reacciones catódicas, como indicamos antes. Aunque hay varias reacciones catódicas posibles, las dos más comunes en suelos y aguas naturales son la reducción de oxígeno o la evolución de hidrógeno. Las Ecuaciones 2-8 y 2-9 muestran estas reacciones catódicas en condiciones neutras o alcalinas. Reducción de oxígeno: 2H2O + O2 + 4e− → 4OH− [2-8] ó Electrólisis del agua: 2H2O + 2e− → H2 + 2OH− [2-9] Las Ecuaciones 2-10 y 2-11 muestran estas reacciones en condiciones ácidas. Reducción de oxígeno: 4H+ + O2 + 4e− → 2H2O [2-10] o Reducción del ion hidrógeno: 2H+ + 2e− → H2 [2-11] La reacción catódica dominante dependerá del pH, los potenciales de equilibrio de las reacciones, la concentración de los posibles reactivos y las densidades de corriente de intercambio para las posibles reacciones. Como el potencial de equilibrio para la reducción de oxígeno es siempre más positivo que el potencial de equilibrio para la evolución de hidrógeno, la reducción del oxígeno siempre es la reacción favorecida desde el punto de vista termodinámico. Sin embargo, debe considerarse también la densidad de la corriente de intercambio (cinética). En condiciones de bajo pH, la densidad de corriente de intercambio para la evolución de hidrógeno es mucho más elevada que la densidad de corriente de intercambio para la reducción de oxígeno. Sin embargo, esta situación se revierte a medida que aumenta el pH. Por consiguiente, el pH determinará la reacción dominante debido a la cinética de las reacciones. En un medio aireado de bajo pH (ácido), prevalecerá la evolución de hidrógeno. Pero en un medio aireado de mayor pH (neutro o alcalino),



la reacción catódica dominante será la reducción de oxígeno hasta alcanzar la densidad de corriente límite.60, ,61 62

El aire de la atmósfera suministra el oxígeno disponible para el proceso de reducción (20%). Dado que la solubilidad del oxígeno en agua es relativamente baja y que el oxígeno disuelto debe difundir hacia la superficie de la estructura, la densidad de corriente que limita la reducción de oxígeno puede alcanzarse a densidades de corriente relativamente bajas.60,61 Sin embargo, a potenciales cada vez más negativos, se hace posible la electrólisis del agua que produce gas hidrógeno.62 Esta reacción aparece (al menos en laboratorio) como la reacción dominante para una estructura de acero con protección catódica, y puede explicar el aparente límite al potencial de polarización verdadero en alrededor de -1.15 VCSE que se observa en campo.63

2.3.2 Polarización de Activación y Polarización por

Concentración A medida que se incrementa la corriente de protección catódica, la estructura se polariza en dirección electronegativa, debido al aumento de la velocidad de las reacciones catódicas sobre la estructura. Para una densidad determinada de corriente aplicada, el cambio en el potencial de polarización y en la forma de la curva de polarización de la estructura depende de la etapa más lenta de la reacción. Hay dos mecanismos que dan cuenta de estos efectos: la polarización de activación y la polarización por concentración. La polarización de activación es el resultado de las etapas de la reacción en la interfase estructura/electrolito, incluyendo aquella donde tiene lugar la transferencia de cargas. Éstas son las etapas de la reacción que ocurren una vez que todos los reactivos necesarios se encuentran en la interfase y están listos para que la reacción ocurra. La reacción de transferencia de cargas implica que un electrón se mueva desde la superficie del metal hasta el reactivo que se encuentra del otro lado de la interfase, en el electrolito. Si la reacción de transferencia de cargas o cualquier etapa de la misma reacción en la superficie metálica es la etapa más lenta dentro del

60 John O’M. Bockris and Amulya K. N. Reddy, Modern Electrochemistry vol. 2 (New York, NY: Plenum

Press, 1970), p. 1298-1300. 61 E. E. Stansbury and R. A. Buchanan, Fundamentals of Electrochemical Corrosion, (Materials Park, OH:

ASM International, 2000), p. 116-120 and 172-174. 62N. G. Thompson and T. J. Barlo, “Fundamental Processes of Cathodically Protecting Steel Pipelines,”

Gas Research Conference Proceedings, presented 1983 (Rockville, MD: Government Institutes, Inc.). 63T. J. Barlo and R. R. Fessler, “Interpretation of True Pipe-to-Soil Potentials on Coated Pipelines with

Holidays,” CORROSION/83, paper no. 292, (Houston, TX: NACE, 1983).


proceso general de la reacción, entonces decimos que este proceso está controlado por la polarización de activación. La Ecuación 2-12 describe la polarización de activación.64

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛±=

oii log βηa [2-12]

donde: ηa = polarización de activación (V) β = pendiente de polarización (V) i = densidad de corriente (mA/cm2) io = densidad de corriente de intercambio (mA/cm2) La ecuación de polarización de activación también se conoce como ecuación de Tafel. Al graficarla sobre un diagrama de Evans (E log I), la polarización de activación aparece como una línea recta cuya pendiente es igual a la constante de Tafel, β. La pendiente de polarización de una reacción catódica es negativa, mientras que la pendiente de una reacción anódica es positiva. La pendiente de Tafel es una función de la reacción, la composición química del electrolito y la superficie de reacción. La densidad de la corriente de intercambio, i0, es la velocidad de las reacciones de oxidación y reducción en el punto de equilibrio y constituye una indicación indirecta de la relativa facilidad con la que pueden ocurrir las reacciones.64

La polarización por concentración es el resultado de etapas de la reacción que involucran difusión de reactivos hasta la superficie donde ocurre la reacción o difusión de productos de la reacción que se alejan de esta misma superficie (interfase de la estructura). Cualquier factor que produzca el agotamiento de los reactivos disponibles o la acumulación de productos de la reacción, hará que disminuya la velocidad de la reacción y que aumente la polarización por concentración. Si la etapa más lenta del proceso general de la reacción está dada por la espera en la llegada de reactivos o en la remoción de productos de reacción, entonces decimos que la reacción está controlada por la polarización por concentración. La Ecuación 2-13 describe la polarización por concentración.

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛ −=

L

Lc i

iiFn

TR log 3.2 η [2-13]

64Mars G. Fontana, Corrosion Engineering, Third ed. (New York, NY: McGraw-Hill, 1986), p. 19-21 and

454-462.



donde: ηc = polarización por concentración (V) R = constante universal de los gases (8.3145 J/mol °K) T = temperatura (°K) n = cantidad de electrones transferidos (equival./mol) F = constante de Faraday (96,500 coulombs/equival.) iL = densidad de corriente límite (A/cm2) i = densidad de corriente (A/cm2) Un gráfico de la ecuación de polarización por concentración indica poco cambio en la polarización hasta que la densidad de corriente se acerca a la densidad de corriente límite. Dado que esta última no puede ser excedida para una reacción determinada, el potencial de polarización se volverá muy grande a medida que nos aproximamos a este límite. La polarización por concentración generalmente está relacionada con las reacciones catódicas.65

La capacidad de los reactivos de alcanzar la superficie reactiva y de los productos de reacción de abandonar esta superficie, determina la densidad de corriente límite. Como vemos en la Ecuación 2-14, la densidad de corriente límite es una función de la concentración de los reactivos, el coeficiente de difusión y el espesor de la capa de difusión. Este último es una función de la configuración geométrica del sistema, la forma de la superficie reactiva y la agitación de la solución, y en cada caso debe determinarse empíricamente.65

x

CFnD i BL = [2-14]

donde: iL = densidad de corriente límite (A/cm2) D = coeficiente de difusión (cm2/s) n = cantidad de electrones transferidos F = constante de Faraday (96,500 coulombs/equival.) CB = concentración de reactivos en la solución. (mol/cm ) B

3

x = espesor de la capa de difusión(cm)

La polarización total de una estructura será la suma de la polarización de activación y la polarización por concentración, como indica la Ecuación 2-15.

65Mars G. Fontana, Corrosion Engineering, Third ed. (New York, NY: McGraw-Hill, 1986), p. 19-21 and

454-462.



ηtotal = ηa + ηc [2-15]

Consideremos ahora lo que ocurre cuando se aplican los primeros incrementos de la corriente de protección catódica, suponiendo una única reacción catódica. Inicialmente, la velocidad de la reacción es relativamente lenta, los reactivos son abundantes y los productos de la reacción pueden alejarse lo suficientemente rápido como para evitar que se bloquee la superficie reactiva. Por ende, lo más probable será que la reacción catódica en la estructura esté controlada por activación. Sin embargo, a medida que se incrementa la corriente de protección catódica, la velocidad de la reacción sigue aumentando hasta que empieza a disminuir la disponibilidad de reactivos en la interfase y se empiezan a acumular los productos de la reacción. En este punto, la reacción empezará a estar controlada por la polarización por concentración, y la corriente se aproxima a la densidad de corriente límite. A medida que esto ocurre, el potencial de polarización en la interfase se vuelve más negativo con mucha rapidez. A menos que a potenciales más negativos haya otra reacción catódica posible, la velocidad de la reacción alcanzará el límite y la densidad de corriente ya no podrá seguir aumentando. Sin embargo, si se hace posible otra reacción catódica, la densidad de corriente podrá seguir aumentando según la disponibilidad de los nuevos reactivos. Éste es el caso más probable para el acero con protección catódica en un suelo neutro y aireado: primero habrá reducción de oxígeno hasta alcanzar la densidad de corriente límite para esta reacción, y luego, a medida que los potenciales se vuelven más electronegativos, se producirá la electrólisis del agua. La Figura 2-10 muestra esta respuesta de la polarización mediante la línea de O2 20%.

-1.4

-1.2

-1.1

-0.8

-0.7

-0.6

-0.5

-0.4

-0.3

-0.2

-0.9

1.0

-1.3

10-7 10-6 10-5 10-4 10-3

Current Density, A/cm2

HydrogenEvolution

Water Electrolysis(activation control)

ArgonSaturated

20% O2

10-2

Oxygen Reduction(conc. control)

Oxygen Reduction(activation control)




Figura 2-10: Curvas de Polarización en Soluciones Aireadas y No Aireadas con pH = 7

Fuente: N. G. Thompson and T. J. Barlo, “Fundamental Processes of Cathodically Protecting Steel Pipelines,” Gas Research Conference Proceedings, presented 1983 (Rockville, MD: Government Institutes, Inc.).



2.3.3 Factores que Afectan la Polarización Existen muchos factores que pueden afectar las características de polarización de una estructura. Para evaluar la respuesta de la polarización a un cambio determinado, debemos evaluar el efecto que tendrá dicho cambio sobre el potencial de equilibrio, la densidad de corriente de intercambio, la densidad de corriente límite y la pendiente de la curva de polarización, ya que son éstos los factores que controlan el nivel de polarización (véase Tabla 2-3). Si un cambio dado implica variaciones en las concentraciones químicas, primero debemos determinar si las especies cuyas concentraciones se modifican son reactivos o productos de la reacción de interés (anódica o catódica).

Tabla 2-3: Factores que Controlan la Respuesta de la Polarización

Símbolo Unidades Factor

EM/M+ / Eoc Volts Potencial de Equilibrio

i0 mA/cm2 Densidad de Corriente de Intercambio

iL mA/cm2 Densidad de Corriente Límite

β Volts/década Pendiente de Tafel

La flecha que aparece en la fórmula de una reacción química apunta en la dirección en que procede la reacción. La forma más común para indicar una reacción es con la flecha apuntando de izquierda a derecha. Los reactivos son los elementos que se requieren para que ocurra la reacción, y los productos de la reacción son los elementos producidos por la reacción. En la forma más común de expresar una reacción, los reactivos son todos los componentes que aparecen a la izquierda. Si la reacción es catódica o de reducción, uno de los reactivos necesariamente será uno o más electrones. Los productos de la reacción aparecen a la derecha. Para una reacción de oxidación o anódica, uno de los productos necesariamente será uno o más electrones. Como indicamos en el Capítulo 1, la ecuación de Nernst (Ecuación 1-10) determina el potencial de equilibrio para una reacción determinada. El potencial de equilibrio varía según los cambios en la reacción, las proporciones de concentración entre reactivos y productos, y la temperatura. El potencial de equilibrio se vuelve más noble a medida que aumenta la concentración de especies oxidadas (productos de reacción para el ánodo / reactivos para el cátodo) y aumenta la temperatura, como se indica en la Tabla 2-4. También se vuelve más noble a medida que disminuye la concentración de especies reducidas (reactivos para el ánodo / productos de reacción para el cátodo), como se indica en la Tabla 2-4.



Tabla 2-4: Factores que Controlan el Potencial de Equilibrio, EM/M+

Dirección en que Cambia el Potencial

Factor

Cambio del Factor Anódica Catódica

Reacción --- --- ---

Concentración de reactivos aumento activa noble

Concentración de productos aumento noble activa

Temperatura aumento variable variable

La densidad de corriente de intercambio es una función del tipo de electrodo metálico, de la reacción específica, de la proporción de especies oxidadas y reducidas presentes (concentraciones), de la temperatura, de la rugosidad de la superficie y de la presencia de películas superficiales, como indica la Tabla 2-5. Para una reacción catódica, la densidad de corriente de intercambio aumenta cuando: aumenta la concentración de los reactivos, disminuye la concentración de productos de la reacción, aumenta la temperatura, no hay películas sobre la superficie y la superficie es más rugosa.



Tabla 2-5: Factores que Controlan la Densidad de Corriente de Intercambio, i0

Cambio de la Densidad de Corriente de Intercambio

Factor

Cambio del Factor Anódico Catódico

Tipo de metal --- --- --- Reacción específica --- --- ---

Concentración de reactivos

aumento aumento aumento

Concentración de productos

disminución aumento aumento

Temperatura aumento aumento aumento Rugosidad de la

superficie aumento aumento aumento

Películas superficiales

aumento disminución disminución

Como indica la Ecuación 2.14, la densidad de corriente límite aumenta con la mayor concentración de reactivos en el electrolito. También aumenta a medida que disminuye el espesor de la capa de difusión, x. El espesor de la capa de difusión es máximo en condiciones de estancamiento y disminuye con el movimiento relativo entre la interfase de la reacción y el electrolito. Como a mayor temperatura aumenta el coeficiente de difusión y disminuye el espesor de la capa de difusión, la densidad de corriente límite aumenta cuando aumenta la temperatura. El efecto de estas variables sobre la densidad de corriente límite se resume en la Tabla 2-6.



Tabla 2-6: Factores que Controlan la Densidad de Corriente Límite, iL

Cambio en la Densidad de Corriente Límite

Factor


Concentración de reactivos aumento aumento aumento

Concentración de productos aumento disminución disminución

Coeficiente de difusión aumento aumento aumento

Espesor de la capa de difusión aumento disminución disminución

Temperatura aumento aumento aumento Agitación aumento aumento aumento

Como ya se indicó y se resume en la Tabla 2-7, la pendiente de la curva de polarización (pendiente de Tafel, β) depende de la reacción específica y de la temperatura. La pendiente de la curva de polarización no está en función de la concentración de reactivos o productos. Por lo general, la pendiente de polarización es mayor en presencia de películas superficiales.66,67

Tabla 2-7: Factores que Controlan la Pendiente de Polarización, β

Cambio de la Pendiente de Polarización

Factor


Reacción específica --- --- --- Superficie reactiva --- --- ---

Películas superficiales aumento aumento aumento

Temperatura aumento disminucion disminucion

66John M. West, Basic Corrosion and Oxidation, Second ed. (Chichester, West Sussex, England: Ellis

Horwood Ltd, 1986), p. 92-94. 67R. L. Bianchetti, ed., Control of Pipeline Corrosion, Second ed. (Houston, TX: NACE, 2001) p. 90, 166-

173, 308-310, and 315-317.



Teniendo en cuenta todo lo anterior, analizaremos el efecto que distintos cambios pueden tener en la respuesta de la polarización de una estructura con protección catódica. Para comprender mejor los resultados de un determinado cambio, es necesario comparar la respuesta de la polarización de la estructura antes y después del cambio. Como la respuesta de polarización importante cuando se aplica protección catódica es la respuesta de la polarización catódica de la estructura, nos concentraremos en ella. Dado que en el siguiente análisis la superficie de la estructura será constante, podemos graficar el potencial de polarización en función del logaritmo de la corriente total (E log I), en lugar de la densidad de corriente. 2.3.3.1 Aireación (Oxígeno) Consideremos los cambios en la cantidad de oxígeno presente en el electrolito. El oxígeno es un reactivo catódico; por lo tanto, su aumento resultará en un desplazamiento en la dirección noble del potencial de equilibrio (circuito abierto) de la reacción catódica sobre la estructura. También es probable que aumente la densidad de corriente de intercambio debido al aumento de oxígeno. Como la solubilidad del oxígeno en agua es relativamente baja, a medida que aumenta la velocidad de la reacción por causa de la protección catódica, prevalecerá la polarización por concentración. La Figura 2-11 compara las condiciones de operación de una estructura con protección catódica antes y después de aumentar la cantidad de oxígeno en el electrolito. Los números con el símbolo ‘ (primas) representan los nuevos valores a partir del aumento en la concentración de oxígeno. Este aumento produce el aumento de la corriente de corrosión y de la cantidad de corriente de protección catódica requerida. De hecho, según vemos en la Figura 2-11, si bien ha aumentado el nivel de corriente de protección catódica, la estructura ya no está lo suficientemente polarizada como para alcanzar el criterio de potencial.


log IIcorr

EEs,p

Icorr' Icp'

'Es,pmore O2

Es,oc

Es,cp

'Es,cp

'Es,oc

Icp

Potential Criterion

Figura 2-11: Efecto del Aumento en la Concentración de Oxígeno

2.3.3.2 Agitación (Velocidad) A medida que aumenta el nivel de agitación o movimiento en la interfase metal/electrolito, más reactivos son llevados hacia la superficie de la reacción, y los productos son removidos. Por lo tanto, disminuye el espesor efectivo de la capa de difusión y aumenta la densidad de corriente límite. Si la reacción catódica está controlada por la polarización por concentración, la corriente de corrosión y la corriente de protección catódica aumentarán, pero disminuirá el nivel neto de protección, como indica la Figura 2-12. Sin embargo, el grado de agitación no está directamente en función de la velocidad. A medida que la velocidad aumenta gradualmente, prevalecen las condiciones de flujo laminar hasta que el fluido alcanza una velocidad crítica. Por encima de esta velocidad crítica, el flujo pasa de laminar a turbulento. Las condiciones de flujo turbulento producen un significativo aumento del nivel de agitación en la superficie de la reacción. Esto resulta más evidente si pensamos en una unidad de volumen de electrolito que pasa por la superficie de la reacción (Figura 2-13). En condiciones de flujo laminar, la unidad de volumen de electrolito permanece en contacto con la superficie de un extremo al otro de la corriente de flujo, permitiendo que se consuman los reactivos dentro de esa unidad de volumen. Pero cuando el flujo es turbulento, la unidad de volumen estaría en contacto con la superficie sólo momentáneamente, para después retirarse y ser reemplazada por otra unidad de volumen. En estas condiciones, los reactivos cercanos a la superficie de reacción



nunca tienen la oportunidad de agotarse. Por ende, el efecto de la agitación aumenta a medida que aumenta la velocidad hasta llegar al punto de transición entre flujo laminar y flujo turbulento. Llegado dicho punto, el efecto de la agitación aumenta en forma significativa, pero sin embargo, más allá de este punto el aumento de velocidad tiene poca relevancia.

log IIcorr

E Es,p

Icp'

'Es,cp

Turbulent

E s ,o c

Es,cp

''Es,cp

Icp

P o t e n ti a l Criterion

Icp''

>V >>V

Figura 2-12: Efecto del Aumento de la Agitación

TurbulentFlow

LaminarFlow

ReactingSurface

ReactingSurface

Figura 2-13: Flujo Laminar vs.Flujo Turbulento 2.3.3.3 Temperatura



Los cambios de temperatura pueden tener diversos efectos sobre la respuesta de la polarización de una estructura. El potencial de equilibrio se desplaza en la dirección de potenciales más nobles, y la densidad de corriente de intercambio aumenta a medida que aumenta la temperatura. Dado que un aumento de temperatura inyecta más energía en el sistema, disminuye la barrera de energía de activación que debe superar una reacción para producirse, aumentando la velocidad de la reacción si se trata de una reacción controlada por polarización de activación. En otras palabras, disminuye la pendiente de polarización. Si bien la ecuación de la polarización por concentración parece indicar mayor polarización a mayor temperatura, el efecto de esta última es más complejo. Un aumento de la temperatura también produce un mayor grado de ionización y una mayor movilidad de los iones en el electrolito, aumentando así la densidad de corriente límite cuando existe control por concentración. Todos estos factores dan por resultado la despolarización de la estructura y el aumento de la corriente requerida para una protección catódica adecuada, como puede observarse en la Figura 2-14.

log IIcorr

EEs,p

Icorr' Icp'

'Es,pincreasing

Temp.

Es,oc

Es,cp

'Es,cp

'Es,oc

Icp

Potential Criterion

Figura 2-14: Efecto del Aumento de la Temperatura En algunos casos, un aumento de temperatura puede tener resultados opuestos. A medida que aumenta la temperatura, disminuye la solubilidad del oxígeno en agua. Por ende, en los casos en que la concentración de oxígeno en el electrolito es el factor que controla la reacción, el aumento de la temperatura puede disminuir la corriente de protección catódica requerida. 2.3.3.4 pH



Como dijimos en el Capítulo 1, una de las condiciones necesarias para la formación de una celda de corrosión es la presencia de un electrolito. Un electrolito es un medio conductor (solución) en el que las cargas circulan mediante el movimiento de iones. El agua es un electrolito; sin embargo, el agua pura no es muy conductora (resistividad del agua destilada > 1,000,000 Ω-cm). Como el agua pura no contiene iones contaminantes, para que haya iones que puedan conducir las cargas, el agua debe disociarse (ionizarse) en cierta medida. Pero, como dijimos, el agua pura no es un buen conductor, ya que no se ioniza en forma significativa. La ionización del agua puede representarse así: H2O ↔ H+ + OH− [2-16]

De acuerdo con la Ecuación 2-16, la ionización del agua es una reacción reversible (es decir, es una reacción que se produce en ambas direcciones) que con el transcurso del tiempo alcanza un equilibrio dinámico en que la velocidad de disociación del agua es igual a la velocidad de recombinación de los iones. Por consiguiente, la ley del equilibrio químico, representada en la Ecuación 2-17, puede aplicarse a esta reacción. Esta ley establece que a temperatura constante, la proporción de concentración molar de los productos de la reacción y concentración molar de los reactivos, elevadas al número de moles que intervienen en la reacción, es una constante, Ke. Por consiguiente, la ecuación de la constante de equilibrio, Ke, para el agua es la siguiente, con el número de moles reactivos de cada una de las especies igual a uno (Ecuación 2-17).

[ ][ ][ ]OH

OH H K2

e

−+

= [2-17]

donde: Ke = constante de equilibrio [H+] = concentración de iones hidrógeno (moles/litro) [OH−] = concentración de iones oxhidrilos (moles/litro) [H2O] = concentración de moléculas de agua (moles/litro) Sin embargo, como la cantidad de moléculas de agua que se disocian es relativamente pequeña, la concentración de moléculas de agua permanece relativamente invariable. Por lo tanto, definiremos una nueva constante, Ki, mediante la Ecuación 2-18. Llamaremos a esta constante constante de ionización o constante del producto de iones. Ki = Ke [H2O] = [H+][OH–] [2-18]



Para el agua, la constante de ionización a 25° C es igual a 1 × 10−14. A una temperatura de 100° C, la constante de ionización aumenta a 1 × 10−12. Esto significa que a esta temperatura, se ionizan diez veces más moléculas de agua. Dado que por cada molécula de agua que se disocia, se forman un ion hidrógeno y un oxhidrilo, la concentración de iones hidrógeno debe ser igual a la de oxhidrilos. Si usamos la Ecuación 2-18, esto significa que a 25° C la concentración de iones hidrógeno es igual a 1 × 10 −7. El pH se define como el logaritmo negativo de la concentración de iones hidrógeno (o actividad, para ser más correctos), como se indica en la Ecuación 2-19. Entonces, el pH del agua pura a 25° C es 7. Éste se define como pH neutro, donde la cantidad de iones hidrógeno es exactamente igual a la cantidad de oxhidrilos.

[ ] ⎥⎦⎤

⎢⎣⎡=−= +

+

H1 logH logpH [2-19]

La constante de ionización del agua a una determinada temperatura siempre permanece constante. Luego, si agregamos iones hidrógeno al agua, disminuirá la cantidad de oxhidrilos en la solución. La Tabla 2-8 muestra la relación entre la concentración de iones hidrógeno, oxhidrilos y pH. Recuerde que si el pH cambia en una unidad, esto significa un cambio de 10 veces en la concentración.

Tabla 2-8: Relación entre [H+], [OH−], y pH



pH [H+] [OH−]

0 10 0 (1) 10 −14 Muy Ácido 1 10 −1 10 −13 2 10 −2 10 −12 3 10 −3 10 −11 4 10 −4 10 −10 5 10 −5 10 −9 6 10 −6 10 −8 7 10 −7 10 −7 Neutro 8 10 −8 10 −6 9 10 −9 10 −5

10 10 −10 10 −4 11 10 −11 10 −3 12 10 −12 10 −2 13 10 −13 10 −1 14 10 −14 10 0 (1) Muy Básico

Los iones hidrógeno son reactivos catódicos. Por lo tanto, la disminución del pH hará que aumente la densidad de corriente de intercambio y resultará en un desplazamiento del potencial de equilibrio de los cátodos de la estructura en la dirección más noble. La disminución del pH aumenta la corriente de protección catódica requerida, como vemos en la Figura 2-15.

log IIcorr

EEs,p

Icorr' Icp'

'Es,pdecreasingpH

Es,oc

Es,cp

'Es,cp

'Es,oc

Icp

Potential Criterion

Figura 2-15: Efecto de la Disminución del pH



2.3.3.5 Superficie Para una corriente de protección catódica determinada, al aumentar la superficie de la estructura se reduce la densidad de corriente sobre ésta. Para todos los cambios de los que hablamos hasta ahora, suponíamos que la superficie era constante y graficamos los potenciales de polarización versus el logaritmo de la corriente total en lugar de la densidad de corriente, como se requiere en la ecuación de Tafel (Ecuación 2-12). Para continuar con nuestro análisis de los gráficos E log I, ahora debemos considerar cómo mostrar un cambio en la superficie con este tipo de gráficos. Comencemos por reemplazar la densidad de corriente, i, con la corriente total, I/A, en la Ecuación 2-12 (pendiente de polarización).

⎟⎟⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜⎜⎜

⎝

⎛

−=oi

AI

log βηa [2-20]

donde: A = superficie Si reacomodamos esta ecuación, nos queda que:

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−=

AiI logβ η

oa [2-21]

Si sacamos el logaritmo del numerador y del denominador por separado y multiplicamos por β, obtenemos

( ) A)(i βlog Iβlog η oa +−= [2-22]

Ahora, como el último término de la derecha está constituido por constantes en un caso específico,

( ) k I βlog ηa +−= [2-23] donde: ( )Ai logβ k o= [2-24] En este análisis, vemos claramente que si la superficie permanece constante, el gráfico de polarización E log I será exactamente igual al de la Ecuación 2-12 en lo que respecta a la densidad de corriente, con la curva desplazada en dirección noble



por el valor de la constante k. Sin embargo, si aumenta la superficie, la constante k también aumentará; entonces, el gráfico E log I deberá desplazarse hacia arriba. Como en este análisis lo único que modificamos fue la superficie, la pendiente de polarización específica, β, y la densidad de corriente de intercambio, i0, permanecen invariables. Sin embargo, como la densidad de corriente de intercambio es constante, pero aumentó la superficie, la corriente de intercambio total, Io, también deberá aumentar. (Como el gráfico está expresado en función de la corriente, no de la densidad de corriente, también debemos graficar la corriente de intercambio total, I0, no la densidad de corriente de intercambio, i0.) Entonces, a medida que cambia la superficie, el gráfico E log I se desplazará hacia arriba y a la derecha en una cantidad constante, como vemos en la Figura 2-16. Como puede verse en esta figura, un aumento de la superficie resulta en un mayor requerimiento de corriente para la protección catódica.

log IIcorr

EEs,p

Icorr' Icp'

'Es,p

incr.area

Es,oc

Es,cp

'Es,cp

'Es,oc

Icp

Potential Criterion

Figura 2-16: Efecto del Aumento de la Superficie

Consideremos ahora la curva de polarización graficada en función de la densidad de corriente, y el efecto del aumento de la superficie. Como muestra la Figura 2-17, el efecto de aumentar la superficie consiste en desplazar el punto de operación hacia atrás sobre la misma curva de polarización. Ya sea que consideremos la Figura 2-16 o la 2-17, los resultados son los mismos. Aumentando la superficie, se logra una disminución de la polarización general y un mayor requerimiento de corriente de protección catódica.



log iicorr

E Es,p

icorr' icp'

'Es,p

Es,oc

Es,cp

'Es,cp

icp

Potential Criterion

Figura 2-17: Efecto del Aumento de la Superficie (Densidad de Corriente)

2.3.3.6 Efecto del Tiempo La polarización es un fenómeno de interfase, impulsado por el flujo de cargas (corriente). Como el flujo de cargas que se da en el electrolito es el movimiento de iones, y los iones son partículas grandes, se requiere tiempo para que esta masa se mueva. La polarización requiere tiempo. La polarización de activación requiere tiempo para la separación de cargas en la interfase (carga del capacitor). La polarización por concentración requiere tiempo para que se ajusten las concentraciones. En efecto, se establecerá un gradiente de concentración desde la interfase de la reacción hacia la solución. Por lo tanto, toda vez que instalamos o cambiamos el nivel de la corriente, el nivel de la polarización en la interfase cambiará con el tiempo hacia un nuevo valor de estado estacionario. Además de la reducción de la velocidad de corrosión asociada con la polarización de activación en la interfase, se producen cambios en el medio (polarización por concentración) cerca de la superficie sobre la que se lleva a cabo la reacción, que también reducen la velocidad de corrosión. Por empezar, las reacciones catódicas más comunes resultan en un aumento del pH en la interfase de la estructura debido a la producción de oxhidrilos. El pH en la interfase metal/electrolito puede ser sustancialmente mayor que el del electrolito, debido a las reacciones catódicas. Con el tiempo, las reacciones catódicas establecen un gradiente de pH (gradiente de concentración) desde la superficie metálica hacia el electrolito. La distancia que cubre este gradiente dependerá del coeficiente de difusión, el pH, la capacidad de regulación del pH (efecto buffer) del electrolito y el espesor de la capa de difusión. Kobayashi informó acerca de un gradiente de pH muy pronunciado en la interfase



de una superficie de acero catódicamente polarizada a 38 μA/cm2 (35 mA/ft2) en un ensayo en aguas abiertas (solución de NaCl al 3%). La Figura 2-18 muestra el gradiente de pH de este ensayo para cinco soluciones distintas, con diversos niveles de pH en el seno del electrolito. Resulta interesante la magnitud del pH alcanzado en la interfase y la velocidad del gradiente de disipación (a 1 mm de la superficie de acero) en este ensayo a recipiente abierto.68

10.1 102

3

4

5

7

6

8

9

10

11

12

2

3

4

6

Distance from Steel Surface (mm)

*Variation of pH with the distance from the steel surface cathodicallypolarized at 38 microamp/sq.cm in 3% NaCl solution with variousbulk pH

I = 38 A/cmμ 2

68Toyoji Kobayashi, “Effect of Environmental Factors on the Protective Potential of Steel,” Proceedings of

the 5th International Congress on Metallic Corrosion, (Houston, TX: NACE, 1974), p. 627-630.




Figura 2-18: Variación del pH en Función de la Distancia

Fuente: Toyoji Kobayashi, “Effect of Environmental Factors on the Protective Potential of Steel,” Proceedings of the 5th International Congress on Metallic Corrosion, (Houston, TX: NACE, 1974), p. 627-630.

Los investigadores han demostrado que los valores de pH pueden llegar a 10, e incluso más en suelos de bajo pH.69 De hecho, algunos han informado acerca de valores de pH de hasta 14.70 Un aumento del pH en la interfase de una estructura de acero aumenta su tendencia a formar películas de pasivación. Los elevados valores de pH y la pasivación asociada con ellos, pueden afectar en forma significativa el comportamiento de la polarización anódica de la superficie de acero.71,72

Además de los cambios beneficiosos de pH que se dan en la interfase de la estructura, las reacciones de reducción consumen oxígeno y agua. Como el oxígeno es uno de los principales oxidantes y la humedad es un componente necesario en la corrosión electroquímica, el medio se vuelve menos corrosivo a medida que disminuyen estos componentes. Especialmente en el caso de un suelo no saturado, la reducción del contenido de humedad puede afectar significativamente el comportamiento de la polarización de la estructura. Asimismo, debido a la dirección del campo eléctrico, los iones cloruro y otros aniones potencialmente dañinos se ven forzados a alejarse de la superficie de la estructura.72

Todos estos cambios se dan a lo largo de un período de tiempo significativo, hasta que el medio cercano a la estructura alcanza un nuevo punto de estabilidad. Dado que los movimientos iónicos en los suelos son más restringidos que en las soluciones acuosas, los suelos tienden a tener poca movilidad, y los productos de la reacción se mantienen cerca de la superficie de la estructura. Debido a este medio restringido y estancado, las características químicas cerca de la superficie de la estructura pueden diferir significativamente de las del resto del electrolito. Como resultado del movimiento restringido, el gradiente químico final estable puede tardar semanas o incluso meses en estabilizarse.72

Otro cambio ambiental relacionado con el tiempo que se observa a veces, es la deposición de películas calcáreas sobre las superficies de acero. Si bien estos depósitos calcáreos se encuentran comúnmente en medios marinos, los bicarbonatos

69N. G. Thompson and T. J. Barlo, “Fundamental Processes of Cathodically Protecting Steel Pipelines,”

Gas Research Conference Proceedings, presented 1983 (Rockville, MD: Government Institutes, Inc.). 70Komei Kasahara, Taisaku Sato, and Haruhiko Adachi, “Results of Polarization Potential and Current

Density Surveys on Existing Buried Pipelines,” MP, 19, 9 (1980): p. 49-51. 71R. L. Bianchetti, ed., Control of Pipeline Corrosion, Second ed. (Houston, TX: NACE, 2001), p. 90, 166-

173, 308-310, and 315-317. 72Neil G. Thompson, Kurt M. Lawson, and John A. Beavers, “Exploring the Complexity of the Mechanism of

Cathodic Protection,” CORROSION/94, paper no. 580, (Houston, TX: NACE, 1994).



de calcio y magnesio pueden formar depósitos en las superficies de acero enterradas, en los casos en que la protección catódica aumenta el pH. Los depósitos calcáreos aumentan la polarización por concentración de oxígeno, al restringir el acceso del oxígeno a la superficie de acero. La restricción del acceso del oxígeno se debe principalmente a una disminución del coeficiente de difusión, D, (véase Ecuación 2-14) a través de los depósitos calcáreos. Esto reduce la densidad de corriente límite, lo que da por resultado una significativa reducción de la corriente requerida para mantener una polarización adecuada. En efecto, los diseños de sistemas de protección catódica para medios marítimos generalmente cuentan con la formación de estos depósitos calcáreos para reducir la corriente de mantenimiento significativamente. Los principales componentes de los depósitos calcáreos que pueden encontrarse en el agua de mar son carbonato de calcio e hidróxido de magnesio (CaCO3 e Mg(OH)2).73, , ,74 75 76

El dióxido de carbono se disuelve en el agua de mar produciendo ácido carbónico, que se disocia en bicarbonato y iones carbonato a través de un proceso en dos etapas. Las Ecuaciones 2-25 a 2-27 muestran estas reacciones. CO2 + H2O ↔ H2CO3 (ácido carbónico) [2-25] H2CO3 ↔ H+ + HCO3¯ (ion bicarbonato) [2-26] HCO3¯ ↔ H+ + CO3

-2 (ion carbonato) [2-27]

Este sistema de dióxido de carbono actúa como un sistema natural de regulación (buffering) contra los cambios de pH en el agua de mar. A medida que las reacciones catódicas agregan oxhidrilos al sistema, las reacciones (2-26) y (2-27) se desplazan a la derecha, oponiéndose a cualquier cambio en el pH. El agregado de oxhidrilos resulta en la precipitación del carbonato de calcio y el hidróxido de magnesio, según las Ecuaciones 2-28 a 2-30. Hay varios factores que pueden afectar la precipitación de los depósitos calcáreos, incluyendo la temperatura. Una mayor temperatura aumenta la velocidad de la precipitación. Por lo tanto, los depósitos calcáreos se forman con más facilidad en las aguas cálidas.76

73John Morgan, Cathodic Protection, 2nd Ed. (Houston, TX: NACE, 1987), p. 37, 152-175, 205, and 254-258. 74R. L. Bianchetti, ed., Control of Pipeline Corrosion, Second ed. (Houston, TX: NACE, 2001), p. 90, 166-

173, 308-310, and 315-317. 75Francis L. LaQue, Marine Corrosion: Causes and Prevention, (New York, NY: John Wiley & Sons, 1975),

p. 104-109. 76William H. Hartt, Charles H. Culberson, and Samuel W. Smith, “Calcareous Deposits on Metal Surfaces in

Seawater – A Critical Review,” Corrosion, 40, 11 (1984): p. 609-618.



OH¯ + HCO3¯ → H2O + CO3–2 (ion carbonato) [2-28]

CO3

–2 + Ca+2 → CaCO3 ↓ (carbonato de calcio) [2-29] Mg+2 + OH¯ → Mg(OH)2 ↓ (hidróxido de magnesio) [2-30] 2.4 Tipos de Sistemas de Protección Catódica Para suministrar corriente de protección catódica a una estructura, podemos usar ánodos galvánicos (de sacrificio) o ánodos semi-inertes con una fuente de energía. Para que los ánodos galvánicos suministren corriente, su potencial electroquímico debe ser más electronegativo que el de la estructura a proteger. Debe existir una diferencia de potencial entre el ánodo galvánico y la estructura, para superar la resistencia del circuito y suministrar la corriente necesaria para lograr la polarización de la estructura. Como los ánodos galvánicos proveen corriente de protección mediante un proceso de corrosión electroquímica, para ser prácticos deben ser de bajo costo y tener suficiente capacidad de corriente en relación con el costo. Para la protección del acero, los tres ánodos galvánicos usados comúnmente son el aluminio, el magnesio y el zinc. Los sistemas por corriente impresa usan ánodos semi.-inertes (semisolubles) para suministrar corriente de protección. Al ser relativamente inertes, estos ánodos tienen potenciales electroquímicos relativamente nobles. Para producir un flujo de cargas en dirección a la estructura de acero, es necesario conectar una fuente de energía externa en serie entre el ánodo semi-inerte y la estructura de acero. Antes de poder suministrar los primeros incrementos de corriente de protección a la estructura, esta fuente deberá superar la diferencia de potencial galvánica entre el ánodo más noble y la estructura de acero. Este potencial que tiene que superar la fuente antes de empezar a suministrar corriente de protección, se conoce como “contrapotencial” (“backvoltage”). 2.4.1 Ánodos Galvánicos 2.4.1.1 Ánodos de Aluminio El aluminio puro no puede funcionar como ánodo galvánico, debido a la formación de películas estables de óxido que hacen que el potencial electroquímico se desplace a un potencial muy noble (pasivación). Sin embargo, si se agregan activadores a la aleación que eviten la formación de esta película, se puede



mantener un potencial electroquímico activo en la aleación de aluminio. Por lo tanto, con una aleación adecuada, los ánodos de aluminio pueden usarse para suministrar corriente de protección catódica. Esta aleación de aluminio consiste en una combinación de zinc más cadmio, indio, mercurio o estaño para mantener al ánodo activo. El zinc activa inicialmente el ánodo, y el cadmio, el indio, el mercurio o el estaño lo mantienen activo en el largo plazo. Al agregar estos activadores, la aleación de aluminio se autocorroe. En algunos casos se agrega también manganeso, silicio o titanio a la aleación, para optimizar el balance entre activación y autocorrosión. Tanto el hierro como el cobre pueden tener efectos dañinos sobre la capacidad de corriente y el potencial impulsor del ánodo. Agregando pequeñas cantidades (de hasta 0.11%) de silicio, se puden superar algunos de estos efectos dañinos del hierro. La Tabla 2-9 ofrece información detallada acerca de dos aleaciones comunes de ánodos de aluminio.77, , , ,78 79 80 81

77W. von Baechmann and W. Schwenk, Handbook ofCathodic Protection, (Surrey, England: Portcullis Press

Ltd., 1975), p. 37-38, 58-59, 153-173, 185-198, and 208-217. 78CP 4–Cathodic Protection Specialist Course Manual, (Houston, TX: NACE, 2002), p. 1:25-1:27, 3:4-3:14,

3:18-3:33, and 8:34-8:35. 79Ed Lemieux, William H. Hartt, and Keith E. Lucas, “A Critical Review of Aluminum Anode Activation,

Dissolution Mechanisms, and Performance,” CORROSION/2001, paper no. 1509, (Houston, TX: NACE, 2001).

80R. F. Crundwell, “Sacrificial Anodes – What is in Them and Why,” CORROSION/82, paper no. 166, (Houston, TX: NACE, 1982).

81 DNV RP B401 Appendix A, “Recommended Practice for Accelerated Laboratory Testing of Sacrificial Anode Materials with the Objective of Quality Control,” Det Norske Veritas Industri Norge AS (1993), p.40-44.



Tabla 2-9: Aleaciones de Ánodos de Aluminio

Elemento Aleación I Aleación III

Zn 0.35 - 0.50% 2.8 - 3.5% Si 0.14 - 0.21% max 0.08 - 0.2% max Hg 0.035 - 0.048% --- In --- 0.01 - 0.02% Cu <0.01% <0.01% Fe <0.12% <0.12% Al el resto el resto

Uso mar abierto agua de mar / lodo

Potencial Nominal -1.05 VSSC/sea -1.10 VSSC/sea

Eficiencia 95% 85%

Capacidad – mar 2830 A-h/kg

(1280 A-h/lb)

2530 A-h/kg

(1150 A-h/lb)

Velocidad de consumo – mar

3.10 kg/A-año

(6.83 lb/A-año)

3.46 kg/A-año

(7.63 lb/A-año)

Capacidad – lodo --- 2180 A-h/kg

(990 A-h/lb)

Velocidad de consumo – lodo ---

4.02 kg/A-y

(8.87 lb/A-y)

Generalmente, los ánodos de aluminio necesitan que haya iones cloruro en el electrolito para funcionar adecuadamente. A medida que disminuye la cantidad de iones cloruro por debajo de las concentraciones normales en el agua de mar (3.5% o 35,000 ppm), disminuye la capacidad de corriente de este ánodo, y su potencial se hace más noble. Según Schrieber y Murray, la aleación de aluminio III (activada con indio) puede funcionar con una concentración de cloruros de sólo 1800-2000


ppm, lo que constituye aproximadamente el 5% de la concentración en agua de mar. Sin embargo, el potencial de corrosión del ánodo se vuelve más noble a concentraciones de cloruro por debajo de alrededor del 33% de la concentración en agua de mar, y a un 12% el potencial llega a ser el mínimo aceptable, –1.0 VSSC/sea. Hasta el 12% de concentración de cloruros con respecto al agua de mar, la capacidad de este ánodo permanece relativamente constante, pero se deteriora en gran medida por debajo de este nivel. La mayor parte de los investigadores coincide en que la capacidad de corriente de los ánodos de aluminio disminuye al disminuir la densidad de corriente. La Figura 2-19 muestra un gráfico de la capacidad de corriente en función de la densidad de corriente de los ánodos de aluminio en agua de mar y en lodo salino.82

1.100 V

1.080 V

1.09 V1.09 V

1.110 V1.110 V

1.120 V

Saline mud,lab, 4 mos.Saline mud, 2 yr.,

free-running

Substitute seawater, 2 Co 1.08 V

Substitute seawater,37 weeks, 25-28 Co

1200

1100

1000

900

800

700

600

5 10 20 30 50 70 100 200 300 600 800

Conditions:1. Potentials: negative volts to

Ag-AgCl2. At low density, each point

is average of 3 specimens

1.100 V

Anode Current Density, mA/ft2

Figura 2-19: Capacidad de la Corriente Versus Densidad de la Corriente, para el Aluminio

Fuente: C. F. Schrieber and Reece W. Murray, “Effect of Hostile Marine Environments on the Al-Zn-In-Si Sacrificial Anode,” CORROSION/88, paper no. 32, (Houston, TX: NACE, 1988).

Los potenciales y capacidades de corriente de la Tabla 2-9 se basan en una temperatura ambiente de aproximadamente 25ºC. A medida que aumenta la temperatura, aumenta la capacidad de corriente, hasta temperaturas de aproximadamente 70ºC. Por encima de los 70°C, la capacidad de corriente comienza a deteriorarse rápidamente. Asimismo, el potencial de corrosión de los

82C. F. Schrieber and Reece W. Murray, “Effect of Hostile Marine Environments on the Al-Zn-In-Si

Sacrificial Anode,” CORROSION/88, paper no. 32, (Houston, TX: NACE, 1988).




ánodos de aluminio se vuelve más negativo a medida que la temperatura aumenta de 25ºC a 100ºC.81

Como requieren iones cloruro para evitar la pasivación, los ánodos de aluminio se usan fundamentalmente en aplicaciones marinas. En este tipo de aplicaciones, el aluminio prácticamente ha reemplazado al zinc, debido a su capacidad de corriente relativamente elevada y a su bajo peso. Entre las aplicaciones comunes de ánodos de aluminio se encuentran: ánodos tipo brazalete para tuberías offshore, ánodos fijados para plataformas, anodos tipo barra o cilindros para colgar o roscar para muelles, y pilotes, aplicaciones en calentadores de petróleo, y ánodos que siguen la línea de la estructura del tipo de los usados en cascos de barco u otras aplicaciones especiales. 2.4.1.2 Ánodos de Magnesio El magnesio puro exhibe un potencial muy electronegativo, pero la velocidad de autocorrosión del magnesio no aleado es excesiva. Al agregar 6% de aluminio y 3% de zinc se obtiene un potencial de corrosión más electropositivo, pero se reduce significativamente la velocidad de autocorrosión. El zinc produce una corrosión más uniforme y reduce la sensibilidad del ánodo a otras impurezas. Sin embargo, concentraciones pequeñas de cobre, níquel, silicio y hierro pueden reducir significativamente tanto la capacidad de corriente como el potencial electronegativo de los ánodos de magnesio. Las concentraciones de níquel deben mantenerse por debajo del 0.001%, ya que por encima de este valor se pierde rápidamente la capacidad. Por la misma razón, las concentraciones de cobre deben mantenerse por debajo del 0.05%. La adición de alrededor del 0.3 % de manganeso puede reducir el efecto negativo del hierro, secuestrando el hierro dentro de la aleación. Contando con este efecto benéfico del manganeso, pueden tolerarse concentraciones de hierro de hasta alrededor del 0.01%.83, ,84 85

Las dos aleaciones más comunes son la aleación de magnesio de alto potencial (M1) y la aleación AZ-63 (H1), detalladas en la Tabla 2-10. La aleación de alto potencial aprovecha el potencial de corrosión extremadamente electronegativo del

83W. von Baechmann and W. Schwenk, Handbook of Cathodic Protection, (Surrey, England: Portcullis Press

Ltd., 1975), p. 37-38, 58-59, 153-173, 185-198, and 208-217. 84R. F. Crundwell, “Sacrificial Anodes – What is in Them and Why,” CORROSION/82, paper no. 166,

(Houston, TX: NACE, 1982). 85R. A. Gummow, “Performance Efficiency of High Potential Magnesium Anodes for Cathodically Protection

Iron Watermains,” Proceedings of Northern Area Eastern Conference, CD-ROM (Houston, TX: NACE, September 15-17, 2003).



magnesio puro, agregando sólo un pequeño porcentaje (alrededor de 1%) de manganeso para mejorar la eficiencia. La aleación AZ-63 (H1) usa el aluminio y el zinc como principales agentes de la aleación para mejorar la eficiencia. Aún luego de aprovechar las ventajas introducidas por los agentes de aleación, la eficiencia nominal del magnesio es de alrededor del 50% en el mejor de los casos. Sin embargo, se ha informado acerca de eficiencias del 10 al 60% medidas mediante los procedimientos de ensayo usuales.83,84, , ,86 87 88


Ltd., 1975), p. 37-38, 58-59, 153-173, 185-198, and 208-217. 87CP 4–Cathodic Protection Specialist Course Manual, (Houston, TX: NACE, 2002), p. 1:25-1:27, 3:4-3:14,

3:18-3:33, and 8:34-8:35. 88ASTM G 97-97 (Reapproved 2002), “Standard Test Method for Laboratory Evaluation of Magnesium

Sacrificial Anode Test Specimens for Underground Applications,” (West Conshohocken, PA: ASTM, 1997), p. 1-4.



Tabla 2-10: Aleaciones de Magnesio para Anodos

Aleación AZ-63 o H1 Elemento Alto potencial

Grado A Grado B Grado C

Al 0.010% max 5.3 - 6.7% 5.3 - 6.7% 5.0 - 7.0% Mn 0.50 - 1.30% 0.15% min 0.15% min 0.15% min Zn --- 2.5 - 3.5% 2.5 - 3.5% 2.0 - 4.0% Si 0.05% max 0.10% max 0.30% max 0.30% max Cu 0.02% max 0.02% max 0.05% max 0.10% max Ni 0.001% max 0.002% max 0.003% max 0.003% max Fe 0.03% max 0.003% max 0.003% max 0.003% max

Otros (total) 0.30% max 0.30% max 0.30% max 0.30% max Mg el resto el resto el resto el resto

Uso suelo/agua dulce Potencial nominal -1.75 VCSE -1.55 VCSE

Eficiencia 50%

Capacidad 1100 A-h/kg (500 A-h/lb) Velocidad de

consumo 7.97 kg/A-año (17.5 lb/A-año)

No sólo la composición de la aleación afecta la eficiencia del magnesio: también lo afecta la composición del medio alrededor del ánodo. La eficiencia (capacidad de corriente) disminuye rápidamente a medida que disminuye el pH del medio; por debajo de un pH de 5, ya no resulta práctico usar el magnesio como ánodo. Además, el aumento en la concentración de iones cloruro puede perjudicar la eficiencia del ánodo de magnesio. Por otro lado, la presencia de sulfatos puede aumentar la eficiencia de este ánodo. Por último, como para todos los ánodos galvánicos, la eficiencia del ánodo está en función de la densidad de la corriente. Aumentando la densidad de corriente se aumenta la eficiencia, como puede verse en la Figura 2-20 para la aleación AZ-63.89, ,90 91

89W. von Baechmann and W. Schwenk, Handbook of Cathodic Protection (Surrey, England: Portcullis Press


(Houston, TX: NACE, 1982). 91R. A. Gummow, “Performance Efficiency of High Potential Magnesium Anodes for Cathodically Protection

Iron Watermains,” Proceedings of Northern Area Eastern Conference, CD-ROM (Houston, TX: NACE, September 15-17, 2003).


100

300

200

400

500

600

Anode Current Density (approx. mA/sq.ft. or A/cm )μ 2

Mg - 6% Al - 3% Zn Alloy

10 20 30 40 50 600 80

110

330

220

440

880

990

0

550

660

770

1100

1210

1320

Figura 2-20: Capacidad de Corriente para la Aleación de Magnesio AZ63 vs. Densidad de la Corriente

Fuente: R. A. Gummow, “Performance Efficiency of High Potential Magnesium Anodes for Cathodically Protection Iron Watermains,” Proceedings of Northern Area Eastern Conference, CD-ROM

(Houston, TX: NACE, Sept. 15-17, 2003). Debido a que el potencial de corrosión del magnesio es muy electronegativo, normalmente se lo usa como ánodo galvánico en medios de alta resistividad, como suelos y agua dulce. Para las aplicaciones en suelos de alta resistividad, normalmente usamos ánodos de magnesio largos y cilíndricos, porque la mayor longitud disminuye la resistencia a tierra del ánodo. De hecho, la mínima resistencia se obtiene usando cintas o varillas muy largas de magnesio extruído. Sin embargo, los ánodo de magnesio también se fabrican en forma de esferas o bloques para el uso en recipientes. Los ánodos de magnesio también están disponibles en formatos que siguen el modelo de flujo (flush-mount). 2.4.1.3 Ánodos de Zinc El zinc es uno de los materiales usado como ánodo galvánico más antiguo; fue usado por primera vez alrededor de 1824 por Sir Humphrey Davy. Las fallas iniciales de los ánodos de zinc se debieron a su pasivación por vestigios de




impurezas de hierro. Los investigadores descubrieron luego que, para evitar la pasivación de los ánodos de zinc de alta pureza, el contenido de hierro debía mantenerse por debajo del 0.0014%. Más adelante se desarrollaron ánodos con alrededor de un 0.5% de aluminio y hasta un 0.15% de cadmio. Este agregado permitió a los ánodos de zinc tolerar hasta un 0.005% de impurezas de hierro. La Tabla 2-11 muestra las composiciones más comunes de las dos principales aleaciones de zinc (aleación de alta pureza y aleación de Al/Cd). Las recientes reformulaciones del ASTM B-418 bajaron el contenido permitido de cadmio y elevaron el de plomo.92, , , , ,93 94 95 96 97

92W. von Baechmann and W. Schwenk, Handbook of Cathodic Protection (Surrey, England: Portcullis Press

Ltd., 1975), p. 37-38, 58-59, 153-173, 185-198, and 208-217. 93CP 4–Cathodic Protection Specialist Course Manual (Houston, TX: NACE, 2002), p. 1:25-1:27, 3:4-3:14,

3:18-3:33, and 8:34-8:35. 94R. F. Crundwell, “Sacrificial Anodes – What is in Them and Why,” CORROSION/82, paper no. 166,

(Houston, TX: NACE, 1982). 95George W. Kurr, “Zinc Anodes – Underground Uses for Cathodic Protection and Grounding,” MP, 18, 4

(1979): p. 34-41. 96ASTM Standard B 418-01, “Standard Specification for Cast and Wrought Galvanic Zinc Anodes,” (West

Conshokocken, PA: ASTM, 2002). 97MIL-A-18001K, “Military Specification Anodes, Sacrificial Zinc Alloy,” Department of Defense, December

16, 1991, p. 4.



Tabla 2-11: Aleaciones de Ánodos de Zinc

Mil Spec ASTM B-418-01 Elemento Alta

Corriente A-18001K Tipo I Tipo II

Alta Pureza

Al 0.1 - 0.4% 0.10 - 0.50% 0.10 - 0.50% 0.005% max ---

Cd 0.025 - 0.06% 0.025 - 0.07% 0.025 -0.07% 0.003% max 0.003% max

Fe 0.005% max 0.005% max 0.005% max 0.0014%max 0.0014% max

Pb 0.006% max 0.006% max 0.006% max 0.003% max 0.003% max

Cu --- 0.005% max 0.005% max 0.002% max ---

Si --- 0.125% max --- --- ---

Zn el resto el resto el resto el resto el resto

Uso agua de mar y agua salobre (T<50ºC) [120°F]

suelo y agua dulce

Potencial nominal -1.10 VCSE

Eficiencia 90%

Capacidad 738 A-h/kg (335 A-h/lb) Velocidad de

consumo 11.9 kg/A-año (26.2 lb/A-año)

El agregado de aluminio y cadmio resultó en una aleación con una estructura de menor tamaño de grano, mejorando la uniformidad del patrón de corrosión del ánodo de zinc. Sin embargo, con la adición de aluminio, la aleación de zinc se hizo susceptible a la corrosión intergranular a medida que aumenta la temperatura. La adición de cadmio empeoró aún más la susceptibilidad a la corrosión intergranular, dando por resultado una eficiencia del ánodo mucho menor. Por ello, la aleación de Al/Cd generalmente se usa sólo a temperaturas ambientes, por debajo de los 50ºC (120ºF) aproximadamente.98, , ,99 100 101



(Houston, TX: NACE, 1982). 100George W. Kurr, “Zinc Anodes – Underground Uses for Cathodic Protection and Grounding,” MP, vol.

18, no. 4 (1979): p. 34-41.



Si bien el zinc tiene una capacidad de corriente relativamente baja en comparación con los otros ánodos galvánicos, esta capacidad es relativamente independiente de la densidad de la corriente. Incluso a densidades de corriente de hasta 50 mA/m2 (5 mA/ft2) se prevé una eficiencia del 90% o más. A mayor temperatura, la capacidad de corriente disminuye levemente.98, ,102 103

El medio puede afectar el potencial de corrosión del zinc. A mayor temperatura, se da un desplazamiento hacia valores más nobles de su potencial de corrosión. Además, en medios en que hay predominio de carbonatos, bicarbonatos o nitratos, el potencial del zinc puede volverse muy noble, debido a la formación de películas superficiales de pasivación. Si bien en este tipo de medios la pasivación, y el correspondiente potencial más noble, puede ocurrir a temperaturas ambientes, las temperaturas más elevadas aceleran la pasivación. El zinc no se pasiva cuando predominan los sulfatos o cloruros, sin importar a qué temperatura. De hecho, se ha demostrado que el zinc con potenciales pasivos de hasta –0.50 VCSE, cuya pasividad se había establecido en un medio rico en bicarbonato, vuelve rápidamente a su potencial de corrosión nominal (–1.1 VCSE) agregando sulfatos en forma de yeso.98,100

Los ánodos de zinc de alta pureza generalmente se usan en suelos y agua dulce, principalmente en forma de cintas y varillas. Generalmente, las celdas o estructuras de puesta a tierra también usan ánodos de zinc de alta pureza. También pueden usarse cintas de zinc en aplicaciones que requieren mitigación de la corriente alterna o grillas de puesta a tierra por cuestiones de seguridad en las estaciones de medición. Las celdas de puesta a tierra de zinc usan de dos a cuatro barras de zinc muy cercanas, pero aisladas, instaladas con un relleno químico especial. La aleación de zinc con Al/Cd se usa en agua de mar o en medios con alto contenido de cloruros, generalmente en forma de brazaletes o formas que siguen el modelo de flujo (flush-mounted) 2.4.1.4 Diagrama de Polarización Al analizar el diagrama de polarización de un sistema de protección catódica, debemos tener cuidado de no confundir los ánodos y los cátodos de las celdas de 101ASTM Standard B 418-01, “Standard Specification for Cast and Wrought Galvanic Zinc Anodes,” (West

Conshokocken, PA: ASTM, 2002). 102C. F. Schrieber and Reece W. Murray, “Effect of Hostile Marine Environments on the Al-Zn-In-Si

Sacrificial Anode,” CORROSION/88, paper no. 32, (Houston, TX: NACE, 1988). 103 DNV RP B401 Appendix A, “Recommended Practice for Accelerated Laboratory Testing of Sacrificial

Anode Materials with the Objective of Quality Control,” Det Norske Veritas Industri Norge AS (1993), p.40-44.


corrosión de la estructura y el ánodo de protección catódica con los ánodos y cátodos macroscópicos del sistema de protección catódica. Debemos considerar tres celdas de corrosión, cada una con sus respectivos ánodos y cátodos, como podemos ver en la Figura 2-21, que es un diagrama de polarización para un sistema de protección catódica con ánodos galvánicos.

Ea,cp

log I

Is,corr

Esc,oc

E

Es,corr

Es,cp

Icpa,corr Icp

Ecpa,pEcpa,oc

Ecpc,p

Esc,p

Ecpa,corr

Ecpc,oc

Esa,ocEsa,p

Figura 2-21: Diagrama de Polarización para un Sistema de Ánodos Galvánicos

En la Figura 2-21, cada una de las tres celdas de corrosión está asociada a un punto de operación, con su corriente de corrosión y el potencial de corrosión. Con frecuencia, cuando nuestra preocupación principal es la celda de protección catódica, ignoramos las celdas de corrosión que existen sobre la estructura y sobre el ánodo de protección catódica, y sólo graficamos la celda de corrosión que representa al sistema de protección catódica. La Figura 2-22 representa el sistema de protección catódica.



Ea,p

log I

E

Es,corr

Es,p

Icp

Es,p

Ea,corr

Ecp

Ea,corr

Es,corr

IR = EcpEa,p ηa

ηs

Figura 2-22: Polarización de la Estructura y del Ánodo de Protección Catódica

En la Figura 2-22, podemos ver que la diferencia entre el potencial de corrosión de la estructura, Es,corr, y el potencial polarizado de la estructura, Es,p, es igual a la polarización de la estructura, ηS. La diferencia entre el potencial de corrosión del ánodo de protección catódica, Ea,corr, y el potencial polarizado del ánodo de protección catódica, Ea,p, es igual a la polarización del ánodo de protección catódica, ηA. La diferencia entre el potencial polarizado de la estructura, Es,p, y el potencial polarizado del ánodo de protección catódica, Ea,p, es la diferencia de potencial impulsora de la corriente de protección catódica, ECP. Dado que la caída óhmica dentro del circuito de protección catódica se balancea exactamente con el potencial impulsor de la corriente de protección catódica, la diferencia entre el potencial polarizado de la estructura y el potencial polarizado del ánodo de protección catódica también es igual a la caída óhmica total en el circuito de protección catódica. 2.4.1.5 Relleno (Backfill) Frecuentemente se usa un relleno químico especial para rodear a los ánodos galvánicos que se instalan en el suelo. Para aprovechar la energía química almacenada en un ánodo galvánico, la reacción electroquímica que produce la corriente de protección catódica debe producirse sobre la superficie del ánodo galvánico. Esta reacción (oxidación) convierte el metal galvánico en iones metálicos, de acuerdo a la reacción general de la corrosión determinada por la




Ecuación 2-6. Por lo tanto, una de las características que debe tener un relleno químico para ánodos galvánicos es que debe ser un conductor iónico, no electrónico. El principal objetivo del relleno químico es suministrar: 1) un medio homogéneo favorable para minimizar la autocorrosión del ánodo, 2) un medio de baja resistividad para minimizar la resistencia de contacto con la tierra, 3) un medio químico que minimice la polarización del ánodo, y 4) un relleno que absorba y retenga la humedad necesaria para la conducción iónica. La Tabla 2-12 detalla los rellenos químicos más comúnmente usados con ánodos de magnesio y zinc.

Tabla 2-12: Rellenos de Ánodos Galvánicos

RELLENO PARA ÁNODOS DE MAGNESIO

75% Yeso hidratado molido CaSO4

20% Bentonita en polvo arcilla 5% Sulfato de sodio anhidro Na2SO4

RELLENO PARA ÁNODOS DE ZINC

50% Yeso hidratado molido CaSO4

50% Bentonita en polvo arcilla

El principal objetivo del yeso (sulfato de calcio) es suministrar abundantes iones sulfatos. Cuando el ánodo galvánico se corroe para producir corriente de protección catódica, los iones metálicos (cationes) se liberan en el electrolito adyacente a la superficie del ánodo. Pero estos cationes reaccionarán con los aniones disponibles en el electrolito para formar compuestos estables. Si los aniones disponibles son carbonatos, bicarbonatos o fosfatos, se forman compuestos relativamente insolubles que se depositan sobre la superficie del ánodo, provocando su polarización. Sin embargo, si hay abundantes iones sulfato disponibles, se forman compuestos relativamente solubles (sulfato de magnesio y sulfato de zinc). Al ser relativamente solubles, estos compuestos pueden alejarse de la superficie del ánodo hacia el electrolito sin causar daños. La bentonita se incluye en el relleno para retener la humedad en la superficie del ánodo y suministrar una fuente de iones conductores. La bentonita (arcilla montmorillonítica) es una forma de arcilla que absorbe y retiene la humedad con facilidad. El sodio y otros cationes se adsorben y se unen débilmente a la superficie de las partículas de arcilla; por lo tanto, en presencia de la humedad, pueden moverse con facilidad, constituyéndose en el medio para la conducción iónica. Por último, el sulfato de sodio se ionizará rápidamente, suministrando iones conductores. El sulfato de sodio disminuye la resistividad del relleno, disminuyendo



por tanto la resistencia de contacto a tierra del ánodo. Generalmente, no se agrega sulfato de sodio al relleno para ánodos de zinc, ya que estos ánodos se usan principalmente en suelos de baja resistividad. 2.4.1.6 Usos Comunes Como los ánodos galvánicos tienen potenciales impulsores relativamente pequeños y fijos, y como el consumo del metal es el resultado del drenaje de corriente de protección catódica, el proyectista generalmente considera a los ánodos galvánicos como primera opción en diseños en que la resistividad del medio es baja y/o el drenaje de corriente es pequeño. Cuanto mayor sea la resistividad del medio en un determinado caso, tanto más largo tendrá que ser el ánodo galvánico para drenar corriente utilizable. Asimismo, cuanto mayor sea el requerimiento de corriente, mayor deberá ser el peso del ánodo galvánico. Las situaciones típicas en que los ánodos galvánicos podrían ser la mejor opción incluyen:

• Estructuras pequeñas aisladas y recubiertas • Accesorios pequeños y aislados, como válvulas, tuberías de subida

(risers), o acoplamientos. • Estructuras que presentan problemas de continuidad eléctrica • Superficies internas de recipientes pequeños • Estructuras en medios marinos • Estructuras cuya geometría presenta un problema para la distribución de

la corriente • Medios en que los riesgos de explosión restringen el uso de fuentes de

energía • Mitigación de interferencia AC o DC

2.4.2 Ánodos de Corriente Impresa Como los ánodos de corriente impresa son relativamente inertes, el material de estos ánodos se corroe, pero a muy baja velocidad. La reacción de la oxidación metálica mostrada en la Ecuación 2-6 representa la corrosión del ánodo. Si rodeamos al ánodo de corriente impresa con relleno de carbón (carbon backfill), la superficie externa del carbón servirá como superficie de la reacción. En este caso, el ánodo funciona simplemente como contacto eléctrico del relleno de carbón. Las principales reacciones que se producen en la periferia del relleno de carbón son la oxidación del carbon o de las especies que se encuentran en el electrolito. Además



de la oxidación metálica, las Ecuaciones 2-31 a 2-34 representan las reacciones de oxidación más comunes. Electrólisis del agua: 2H2O → 4H+ + O2 ↑ + 4e− [2-31]

Oxidación del ion cloruro: 2Cl− → Cl2 ↑ + 2e− [2-32] Oxidación del carbon: C + 2H2O → 4H+ + CO2 ↑ + 4e− [2-33] ó C + H2O → 2H+ + CO ↑ + 2e− [2-34] Aquí podemos observar que todas las reacciones de oxidación que comúnmente se producen en los sistemas de corriente impresa, producen gases en la superficie de reacción. El único caso en que no se producen gases es la reacción en la que se consume el metal. Además, a medida que se producen iones hidrógeno, disminuye el pH en la superficie de la reacción. Esto se observa en todas las reacciones anódicas, excepto en las que involucran el consumo del metal anódico y en la oxidación de iones cloruro. Sin embargo, el pH también disminuye en estos dos casos debido a las reacciones secundarias. En el caso del consumo del metal anódico, el catión metálico reacciona con el agua para producir un hidróxido metálico e iones hidrógeno, como puede verse en la reacción de la Ecuación 2-35. En el caso de la oxidación del ion cloruro, el gas cloro reacciona con el agua para producir ácido clorhídrico e hipocloroso, como puede verse en la reacción representada en la Ecuación 2-36. M+n + nH2O → M(OH)n + nH+ [2-35] Cl2 ↑ + H2O → HCl + HOCl [2-36] Por consiguiente, los ánodos de corriente impresa y el correspondiente cableado deben ser resistentes a los ácidos y gases oxidantes para operar a largo plazo. Los ánodos de corriente impresa pueden clasificarse en dos grandes grupos según su comportamiento ante la corrosión: ánodos grandes (massive) y ánodos de dimensiones estables (DSA). Los ánodos grandes son ánodos de grafito o hierro con alto contenido de silicio, que se acortan y achican en diámetro a medida que se corroen. Los ánodos de dimensiones estables, como los de mixed metal oxide (MMO), platino y poliméricos, no cambian sus dimensiones físicas a medida que se deterioran. De hecho, normalmente en estos ánodos la pérdida de material anódico no es evidente mediante inspección visual.



2.4.2.1 Ánodos Grandes (Massive Anodes) Los dos principales tipos de ánodos grandes son: solubles y semisolubles. Uno de los primeros materiales usados como ánodo de corriente impresa, el hierro, es un ánodo soluble. Este material se consume a una velocidad de aproximadamente 9.1 kg/A-año (20 lb/A-año). Por consiguiente, se necesita una cantidad relativamente grande de material anódico para obtener una capacidad de drenaje razonable. El aluminio es otro material anódico soluble que a veces se usa como ánodo de corriente impresa en tanques de agua potable. Aunque hoy en día los ánodos solubles no se usan tanto como antes, debido a la gran cantidad de material anódico que se necesita, este tipo de ánodos tiene una ventaja muy significativa: los ánodos solubles producen corriente mediante las reacciones de consumo del metal, no mediante las reacciones de evolución de gases, como es el caso con los ánodos semisolubles. Esta diferencia radical puede resultar útil para aplicaciones en espacios reducidos o confinados. Si el ánodo está muy cerca del cátodo, los productos de la reacción anódica (oxígeno y iones hidrógeno) pueden interferir con la polarización del cátodo (despolarizadores catódicos). Al usar un ánodo soluble, se reduce al mínimo la producción de estos despolarizadores. Si bien hay muchos ánodos grandes de corriente impresa, los dos ánodos semisolubles que se usan más comúnmente dentro de esta clasificación son el grafito y el hierro con alto contenido de silicio (HISI). Ambos tienen un largo historial de uso en la industria de la protección catódica; los de grafito se usaron por primera vez en los ’40, y los HISI se introdujeron en 1954. Estos dos ánodos generalmente están disponibles en cilindros de longitud considerable con respecto a su diámetro ; los ánodos de HISI también se ven comúnmente en forma de tubos huecos. Los tamaños más comunes para la aplicación en suelos son: diámetro de 5 - 10 cm (2 - 4 in.) y longitud de 152 – 213 cm (60 - 84 in.). Existen otros tamaños disponibles para aplicaciones especiales.104,105

Los ánodos de grafito funcionan bien en medios donde hay evolución de cloro u oxígeno. Sin embargo, la velocidad de consumo del grafito es más elevada en presencia de evolución de oxígeno (agua dulce y suelo), debido a la reacción química con el oxígeno, que produce dióxido de carbono. En el caso de la evolución de cloro (agua de mar o salobre), se produce ácido hipocloroso, que reacciona químicamente con el grafito para producir dióxido de carbono y ácido clorhídrico. 104R. L. Bianchetti, ed., Control of Pipeline Corrosion, Second ed. (Houston, TX: NACE, 2001), p. 90, 166-

173, 308-310, and 315-317. 105NACE Publication 10A196, “Impressed Current Anodes for Underground Cathodic Protection Systems,”

(Houston, TX: NACE International, May 1996).



De todas formas, en este último caso generalmente la cantidad de ácido hipocloroso es pequeña y se aleja fácilmente de la superficie de grafito, sin reaccionar.106,107

Cuando los ánodos de hierro silicio se alean con un mínimo de 14.5% de silicio, al polarizarse anódicamente forman una película protectora de óxidos sobre su superficie. Esta película disminuye la velocidad de consumo del ánodo y está constituida por sílice hidratada (dioxido de silicio). Aunque normalmente el dióxido de silicio tiene una resistividad muy elevada, cuando se forma sobre el ánodo y en presencia de humedad, la película se vuelve muy conductora. Pero si esta película se forma en medios de insuficiente cantidad de humedad, su resistividad se vuelve muy elevada y la resistencia de contacto ánodo-tierra será alta.108, ,109 110

En 1959, se agregó cromo a la aleación de hierro-silicio. La adición de un 3% a un 5% de cromo redujo el picado (pitting) de los ánodos de hierro alto-silicio en medios con cloruros, reduciendo así la velocidad general de la corrosión.106

La Tabla 2-13 ofrece un resumen con información útil para la aplicación de ánodos grandes ó masivos de corriente impresa. La información acerca de la densidad de corriente y la velocidad de consumo de estos ánodos varía considerablemente según la fuente consultada; esto se debe en parte a que no se consideran las variaciones que se producen en distintos medios. En el caso de los ánodos HISI, parte de estas variaciones se debe a las diferencias en la composición de la aleación. La información que suministra la Tabla 2-13 integra las recomendaciones de diversas fuentes; los valores extremos han sido eliminados de la tabla. Las densidades de corriente representan los valores nominales recomendados, no los valores máximos.105,106,107, , ,111 112 113

106W. von Baeckmann and W. Schwenk, Handbook of Cathodic Protection, (Surrey, England: Portcullis

Press Ltd., 1975), p. 37-38, 58-59, 153-173, 185-198, and 208-217. 107David H. Kroon and Charles F. Schrieber, “Performance of Impressed Current Anodes for Cathodic

Protection Underground,” CORROSION/84, paper no. 44, (Houston, TX: NACE, 1984). 108CP 4–Cathodic Protection Specialist Course Manual, (Houston, TX: NACE, 2002) p. 1:25-1:27, 3:4-3:14,

3:18-3:33, and 8:34-8:35. 109NACE Publication 10A196, “Impressed Current Anodes for Underground Cathodic Protection Systems,”

(Houston, TX: NACE International, May 1996). 110Ibid. 104. 111W. von Baechmann and W. Schwenk, Handbook of Cathodic Protection, (Surrey, England: Portcullis

Press Ltd., 1975), p. 37-38, 58-59, 153-173, 185-198, and 208-217. 112John Morgan, Cathodic Protection, 2nd Ed. (Houston, TX: NACE, 1987), p. 37, 152-175, 205, and 254-258. 113R. L. Bianchetti, ed., Control of Pipeline Corrosion, Second ed. (Houston, TX: NACE, 2001), p. 90, 166-

173, 308-310, and 315-317.



Tabla 2-13: Ánodos Grandes de Corriente Impresa

Grafito HISI

Densidad de Corriente Nominal:

Suelo/Agua dulce, A/m2 2 – 10 2 – 5

(A/ft2) (0.2 – 1) (0.2 – 0.5)

Relleno de carbón, A/m2 5 – 10 5 – 10

(A/ft2) (0.5 – 1) (0.5 – 1)

Agua de mar A/m2 5 – 10 10 – 50

(A/ft2) (0.5 – 1) (1 – 5)

Velocidad de consumo:

Suelo/Agua dulce, kg/A-

año0.5 – 0.9 0.1 – 0.5

(lb/A-año) (1 – 2) (0.2 – 1.2)

Relleno de carbón, kg/A-

año0.1 – 0.2 0.05 – 0.3

(lb/A-año) (0.2 – 0.5) (0.1 – 0.7)

Agua de mar, kg/A-año 0.1 – 0.3 0.3 – 0.5

(lb/A-año) (0.2 – 0.7) (0.7 – 1)

Observaciones / Limitaciones: Evitar:

Bajo pH

Alto nivel de sulfatos

Temp. > 50° C Tener en cuenta:

Efecto de puntas

Tratamiento

Fragilidad

Evitar:

Suelos secos

Alto pH

Alto nivel de sulfatosTener en cuenta:

Efecto de puntas

Fragilidad

Aleación de cromo - haluros



Una de las principales consideraciones en la aplicación de ánodos de corriente impresa, especialmente en los grandes, es el efecto de puntas (end effect). Este efecto se manifiesta como una corrosión acelerada de los extremos de ánodos largos y cilíndricos, comúnmente llamado consumo en forma de punta de lápiz (“penciling”) del ánodo. Esta corrosión acelerada se debe a la mayor densidad de corriente drenada desde los extremos de ánodos de una cierta longitud y cilíndricos. El resultado más significativo del efecto de puntas es la pérdida prematura de la conexión eléctrica con el ánodo, ya que ésta generalmente se encuentra a unos 15 cm (6 in.) del extremo del ánodo. Una solución efectiva desde el punto de vista de los costos, es ubicar la conexión eléctrica en el centro del ánodo. Esto se recomienda para aumentar la vida útil de los ánodos profundos y también los distribuidos en forma horizontal. La conexión central no es necesaria si la parte superior del ánodo está ubicada cerca de la superficie de la tierra, ya que la densidad de corriente desde esta parte del ánodo es reducida debido al plano no conductor (aire) cercano a este extremo del ánodo.114, ,115 116

2.4.2.2 Ánodos de Dimensiones Estables Los ánodos de platino, mixed metal oxide y polímeros son algunas de las opciones comunes para ánodos de dimensiones estables (DSA). Los ánodos recubiertos con platino se empezaron a usar en protección catódica a principio de los ’60 para aplicaciones offshore. Por su parte, los ánodos de mixed metal oxide comenzaron a usarse en Europa a principios de los ‘80. Ambos tienen superficies anódicas activas sobre un substrato de metal inactivo, como titanio o niobio. Estos metales, conocidos como “metales valvulares” (valve metals) al polarizarse anódicamente forman películas de óxidos delgadas, adherentes, protectoras, auto-regenerantes y de alta resistencia. Estas películas superficiales de alta resistencia no permiten el pasaje de la corriente anódica hasta que se aplica un voltaje lo suficientemente alto como para destruírlas, directamente a través de la interfase del óxido. La magnitud de este voltaje depende del medio. En aguas dulces, donde hay bajas concentraciones de cloruros, el voltaje de ruptura del titanio es superior a los 60 volts. Sin embargo, en medios con alto contenido de cloruros, está en el rango de los 8 a los 10 volts. Se 114BP 4–Cathodic Protection Specialist Course Manual, (Houston, TX: NACE, 2002) p. 1:25-1:27, 3:4-3:14,

3:18-3:33, and 8:34-8:35. 115T. H. Lewis, Jr., Deep Anode Systems: Design, Installation, and Operation, (Houston, TX: NACE

International, 2000), p. 28-32. 116Thomas H. Lewis, Jr., “End Effect Phenomena,” CORROSION/78, paper no. 163, (Houston, TX: NACE,

1978).



reduce aún más en presencia de bromuros o ioduros, a temperaturas elevadas y al haber impurezas en el titanio, especialmente hierro. En cambio, el voltaje de ruptura para el niobio supera los 100 volts, aún en presencia de altas concentraciones de cloruros. Cuando se destruye la película protectora, se corroe el metal del substrato y el ánodo se corta.117, ,118 119

2.4.2.2(a) Ánodos de Platino Los ánodos de platino se fabrican con una delgada capa de platino electrodepositada o laminada sobre (clad) el substrato metálico. El espesor del platino va normalmente de 1.2 a 7.5 micrones (50 a 300 micropulgadas). Los ánodos de platino están disponibles en muchas formas y tamaños, pero los más comunes son cables, barras y planchuelas. La velocidad de consumo del platino en agua de mar, que es relativamente constante a densidades de corriente de 540 a 5400 A/m2 (50 a 500 A/ft2), se encuentra en el rango entre 2.4 a 12 mg/A-año; el valor más citado en publicaciones es de 8 mg/A-año. En agua dulce, la velocidad de consumo es aproximadamente dos a cinco veces mayor, y en agua salobre es aún más elevada. En agua de mar con una concentración de cloruros de aproximadamente el 25% de la que corresponde al agua de mar, la velocidad de consumo aumenta significativamente alcanzando valores de hasta diez o más veces el consumo en agua de mar no diluída.114,115, , ,120 121 122

Algunos posibles problemas al usar ánodos de platino son los sedimentos y depósitos, el daño por abrasión y condiciones de atenuación. Los ánodos de platino no funcionan bien en medios donde los sedimentos o depósitos puedan cubrir la superficie del ánodo. En estas condiciones, la vida útil del ánodo puede reducirse a sólo 10% de lo previsto en mar abierto. Debido al medio de bajo pH generado por el flujo restringido, aumenta significativamente la velocidad de consumo del platino y la corrosión del substrato. La abrasión puede dañar la superficie activa de platino; por lo tanto, la persona a cargo de su instalación deberá ser muy cuidadosa durante la instalación y operación de estos ánodos. La atenuación de corriente a lo largo de 117NACE Publication 10A196, “Impressed Current Anodes for Underground Cathodic Protection Systems,”

(Houston, TX: NACE International, May 1996). 118David H. Kroon and Charles F. Schrieber, “Performance of Impressed Current Anodes for Cathodic

Protection Underground,” CORROSION/84, paper no. 44, (Houston, TX: NACE, 1984). 119M. A. Warne, “Precious Metal Anodes – The Options for Cathodic Protection,” CORROSION/78, paper

no. 142, (Houston, TX: NACE, 1978). 120Cathodic Protection – Theory and Data Interpretation Course Manual, (Houston, TX: NACE, 1998), p.

6:25-6:28. 121M. A. Warne and P. C. S. Hayfield, “Platinized Titanium Anodes for Use in Cathodic Protection,” MP,

vol. 15, no. 3 (1976): p. 39-42. 122A. C. Toncre and P. C. S. Hayfield, “Consumption Rates and Operating Limits for Platinized Anodes in

Brackish Waters,” CORROSION/83, paper no. 148, (Houston, TX: NACE, 1983).



un alambre muy largo de platino, de pequeño diámetro, puede imposibilitar el uso efectivo de toda la superficie anódica. En estos casos, muchas veces se usan ánodos de platino con un alma central de cobre, para reducir los efectos de la atenuación.123, ,124 125

El uso de ánodos de platino en suelos ha tenido resultados variables. Aún a densidades de corriente relativamente bajas, los ánodos de platino han fallado prematuramente en aplicaciones superficiales y profundas. Estas fallas se deben principalmente a la pérdida de conexión eléctrica a causa de la corrosión del substrato de titanio, tal vez debido al bajo pH. Sin embargo, ha habido ejemplos de un buen rendimiento en el largo plazo del platino instalado con un relleno de carbón conductor limpio en un estrato de suelo uniforme y homogéneo y a bajas densidades de corriente, de 55 a 75 A/m2 (5 a 7 A/ft2).120,122,126

2.4.2.2(b) Ánodos de Mixed Metal Oxide (Mezcla de Oxidos Metálicos – MMO) La superficie activa de los ánodos de MMO consiste en una solución en estado sólido de óxidos de metales raros (metales del Grupo IV y Grupo VIII de la tabla periódica) con otros óxidos de metales no preciosos. Algunos de los óxidos que se encuentran comúnmente en esta aplicación son óxidos de iridio, rutenio, tántalo y titanio. Como la superficie activa se encuentra preoxidada, la velocidad de consumo del recubrimiento superficial es muy baja. De hecho, la falla de estos ánodos no se debe al consumo de los MMO, sino a la formación de una película de óxido pasiva de alta resistencia entre el recubrimiento superficial activo y el sustrato de titanio, que bloquea la corriente entre ellos. La formación de esta película de óxido y, por ende, la vida útil del ánodo, está en función de la densidad de la corriente.123,127

Dado que las características principales de la película de óxidos, como la fórmula específica, la técnica de aplicación y el espesor, pueden variar según el ánodo o el fabricante, es muy importante utilizar la información de diseño (medio recomendado, densidad de corriente y vida útil prevista) suministrada por el fabricante para cada ánodo. Aún así, la Tabla 2-14 ofrece algunas guías generales en cuanto al rango de la densidad de corriente en varios medios, junto con la vida 123Ibid. 115 124M. A. Warne and P. C. S. Hayfield, “Platinized Titanium Anodes for Use in Cathodic Protection,” MP,

15, 3 (1976): p. 39-42. 125P. C. S. Hayfield and M. A. Warne, “Variables Affecting Platinized Anodes in Cathodic Protection

Systems,” CORROSION/82, paper no. 38, (Houston, TX: NACE, 1982). 126NACE Publication 10A196, “Impressed Current Anodes for Underground Cathodic Protection Systems,”

(Houston, TX: NACE International, May 1996). 127Richard A. Kus, “Advances in Coating Technology,” World Pipelines (November/December, 2002).



útil de cada diseño específico, en base a la información suministrada por varios fabricantes. Los ánodos de MMO diseñados específicamente para instalar con relleno de carbón generalmente tienen menor espesor de película a fin de abaratar el costo del ánodo. Por lo tanto, la densidad de corriente recomendada para una vida útil específica también se reduce en estas aplicaciones.128, ,129 130

Tabla 2-14: Ánodos de Mixed Metal Oxide

Relleno de Carbón

Alta Corriente

Especial Agua Dulce

Agua Salobre

Agua de Mar

Lodo Salino

Densidad de Corriente, A/m2

(A/ft2)

83-140

(7.7-13)

35-40

(3.3-3.8)

83-170

(7.7-16)

83-260

(7.7-24)

480-610

(45-57)

83-240

(7.7-22)

Vida útil (años) 20 20 20 15 15 15

Observaciones: Los rangos anteriores no se aplican a ánodos del tipo metal desplegado

Las densidades de corriente deben ser disminuídas a temperaturas por debajo de 5-10° C.

Las impurezas en el electrolito pueden afectar estos rangos.

La superficie de mixed metal oxide es susceptible de daños por abrasión.

En alambres y varillas largas y delgadas, debe tenerse en cuenta la atenuación.

Los ánodos de MMO se fabrican en varios tamaños y formas: tubos, alambres, varillas, mallas y cintas. Los alambres y varillas pueden incluir almas o núcleos de cobre para mejorar la conductividad, reduciendo la atenuación. Sin embargo, para cualquier ánodo largo y de diámetro reducido, el diseñador debe evaluar la atenuación para cada caso específico y analizar cuidadosamente los efectos de las diferentes resistividades del suelo, en aplicaciones enterradas. Una variación

128Ibid. 123 129CerAnode Technologies International, Product Catalog, August, 1999. 130Eltech Systems Corporation, Lida Products Catalogue,

http.//www.lidaproducts.com/catalogue/catframe.htm (November 10, 2003).



significativa de las resistividades del medio puede producir un drenaje excesivo en las zonas de baja resistividad, causando la falla prematura del ánodo.125

2.4.2.2(c) Ánodos Poliméricos Los ánodos de polímeros, introducidos a principios de los años ’80, se fabrican extrudando un recubrimiento de polímero semiconductor sobre un cable de cobre. El material activo del ánodo consiste en una matriz de polímeros cargada con carbono conductor. Este ánodo está diseñado para usarlo con relleno de carbón, donde la superficie del relleno suministra el sitio para la reacción de oxidación. El ánodo de polímero sirve principalmente de contacto eléctrico con el relleno de carbón.131

Actualmente sólo hay un tamaño de ánodos de polímero disponible comercialmente. Éste tiene un diámetro externo de 13 mm (0.5 in.) y contiene un conductor de cobre calibre #6 AWG. Usado con un relleno de carbón de alta calidad, el ánodo tiene una vida útil de 20 años con un drenaje de corriente de 52 mA/m (16 mA/ft) de longitud.128,132

Las principales complicaciones a tener en cuenta con los ánodos de polímeros largos son la atenuación y las variaciones en el drenaje de corriente a lo largo del ánodo debido a las variaciones en la resistividad del suelo. Además, la abrasión o la penetración por superficies agudas o cortantes pueden dañar al ánodo. Los ánodos de polímeros pueden comprarse sueltos o pre-empaquetados con relleno de carbón.128 Al empaquetarlo en el relleno de carbón, el ánodo debe estar centrado en el relleno para evitar fallas prematuras. 2.4.3 Diagrama de Polarización Al construir una curva de polarización para un sistema de corriente impresa, nótese que el potencial de corrosión (circuito de PC abierto) del ánodo es más noble que el potencial de corrosión del cátodo (estructura). Desde ya, el potencial del ánodo debe volverse aún más electropositivo a medida que el ánodo se polariza (pendiente positiva de polarización); por lo tanto, toda la curva de polarización del ánodo debe ser más electropositiva que la del cátodo. Si prescindimos de las celdas de corrosión sobre el ánodo de protección catódica y la estructura, la Figura 2-23 es el gráfico de polarización de un sistema de corriente impresa. 131NACE Publication 10A196, “Impressed Current Anodes for Underground Cathodic Protection Systems,”

(Houston, TX: NACE International, May 1996). 132Tyco Adhesives, Reychem AnodeFlex 500, http://tycoadhesives.com/site/pdf/DCANODEFLEX_500.pdf

(November 10, 2003).

http://tycoadhesives.com/site/pdf/DCANODEFLEX_500.pdf


Observando el gráfico de polarización, resulta evidente que el voltaje de salida del rectificador debe ser igual a la suma de la diferencia galvánica de potencial entre el ánodo de PC y la estructura (Egal), la polarización del ánodo (ηcpa), la caída óhmica en el ánodo (IRcpa), la polarización de la estructura (ηs), y la caída óhmica en la estructura (IRs), como indica la Ecuación 2-37. Las curvas de polarización del ánodo y del cátodo son líneas rectas en el gráfico E log I debido a la relación logarítmica entre la corriente y el potencial de polarización (ecuación de Tafel). Como la caída óhmica asociada a cada electrodo tiene una relación lineal con la corriente, este gráfico debe ser curvilíneo en escala logarítmica, como se ve en la Figura 2-23.

log I

EEs,corr

Icp

Ecpa,p

Erect

Ecpa,corr

IRcpa

ηcpa

Ecpa

ηs

IRs

Egal

Es,p

Es

Figura 2-23: Diagrama de Polarización para Sistema de PC por Corriente Impresa

ERECT = Egal + ηS + IRS + ηcpa + IRcpa [2-37]

2.4.4 Relleno de Carbón En la sección anterior sobre los ánodos de corriente impresa, se señaló que las reacciones de oxidación se producen en la periferia del relleno, en lugar de producirse sobre la superficie del ánodo. Pero si analizamos más en profundidad la interfase de contacto entre el ánodo original de protección catódica y el relleno de carbón, nos daremos cuenta de que esta es una visión demasiado simplificada, ya que en la interfase del ánodo hay en realidad dos caminos posibles para la corriente. Uno es el paso electrónico desde la superficie del ánodo a través de las partículas del relleno de carbón; sin embargo, también hay un paso de conducción iónica desde la superficie anódica hacia el agua que se encuentra entre las partículas de carbón, según puede verse en la Figura 2-24.



AnodeSurface

carbonparticle

Electrolyte

Ionic Current

Electronic Current

Figura 2-24: Caminos para el Drenaje de la Corriente desde la Superficie del Ánodo Si la corriente se transfiere desde la superficie anódica a través de las partículas de carbón, no se producirá ninguna reacción electroquímica en la superficie del ánodo. En cambio, si la corriente abandona la superficie anódica a través del agua intersticial, forzosamente deberá producirse una reacción electroquímica que permita que el transporte de la carga cambie de electrónico a iónico. En el caso de la transferencia electrónica de corriente a través del carbón, la periferia del backfill se convierte en la superficie donde se produce la reacción. En el caso de la transferencia iónica hacia el agua intersticial, la superficie donde se produce la reacción es la propia superficie del ánodo. Como la superficie del relleno de carbón es mucho mayor que la superficie del ánodo, necesariamente la densidad de corriente será mucho menor. Por consiguiente, se reduce significativamente la posibilidad para una polarización. Como los dos caminos para la descarga de corriente desde la superficie del ánodo están en paralelo, por cada uno debe circular una parte de la carga. Si se minimiza la descarga iónica, aumenta la vida útil del ánodo, y las reacciones electroquímicas tienen lugar principalmente en la periferia del relleno, reduciendo la posibilidad de problemas operativos del ánodo. Por lo tanto, la relación entre las resistencias de cada camino, uno a través del agua intersticial y otro a través del relleno de carbón, constituye el factor determinante para mejorar la vida útil del ánodo y el funcionamiento del sistema a largo plazo. Las resistividades del agua y del relleno de carbón controlan la resistencia de cada uno de estos caminos. Dado que generalmente no podemos controlar la resistividad del agua, se vuelve fundamental




minimizar la resistividad del relleno de carbón. El factor más importante es entonces la resistividad obtenida in-situ del carbón. La resistividad del relleno de carbón está en función de la resistividad específica de las partículas de carbón, el tamaño de las partículas y la resistencia de contacto entre partículas. Los contaminantes dentro del cabón sin procesar (coque verde) y el tratamiento térmico que se le haya dado al carbón, determinan su resistividad específica. Seleccionando un carbón (coque) muy puro y una calcinación óptima (tratamiento térmico), con la vista puesta en la conducción eléctrica, minimizaremos la resistividad específica del producto final. El relleno de carbón que se usa para ánodos de corriente impresa comienza como una forma de hidrocarburo. Los principales hidrocarburos que se usan para producir relleno de carbón son el carbón, usado para producir coque metalúrgico, y petróleo, usado para producir coque de petróleo. El coque metalúrgico se produce calentando el carbón en ausencia de oxígeno en grandes hornos de coque. Este proceso remueve los gases y líquidos presentes en el carbón, dejando un residuo poroso y sólido (coque). Debido a la variabilidad del carbón producido en forma natural y a la falta de control de la temperatura en los hornos de coque, el producto final varía considerablemente. Los coques de petróleo, producidos por sus características eléctricas, comienzan con la selección de petróleos crudos pesados, cuidadosamente seleccionados según sus propiedades específicas y aplicándoles un tratamiento térmico según standards minuciosos. Como el coque tiene muchos usos finales, es importante seleccionar coques producidos específicamente por sus propiedades de conducción eléctrica. El uso más difundido del coque es como combustible para calderas en donde la característica más importante es el contenido de BTU (unidad británica de cantidad de calor). Otra aplicación importante del coque es el carbón químico que se usa para la producción del acero. A diferencia de los carbones usados para corriente impresa, en ninguna de estas aplicaciones son importantes las propiedades eléctricas del coque. El producto de salida de los reactores de coquificación (coker) en la producción de coque de petróleo, se denomina “verde” o “coque primario” y no es conductor eléctrico. Este coque verde debe ser posteriormente calcinado para hacerse conductor. A medida que el coque de petróleo es calentado, las cadenas de hidrocarburos remanentes se rompen quemándose el hidrógeno gaseoso, aumentando la densidad de las partículas, reduciendo la resistividad de las mismas, e iniciandose un proceso de cristalización (grafitización). En el punto óptimo de calcinación, las partículas de carbón tienen una resistividad específica mínima al



mismo tiempo que tienen una alta densidad. A esta altura, el carbón es básicamente un coque con una superficie muy activa, y en un estado de grafitización parcial.. Dado que nuestra preocupación es la resistividad volumétrica lograda in-situ, la resistencia de contacto entre partículas también debe ser mínima. Esta resistencia de contacto es función de la presión aplicada así como de las propiedades superficiales de las partículas de carbón. La presión que mantiene a las partículas de carbón es debida en gran medida al peso de las mismas dentro de la columna de carbón luego de la decantación de las mismas en el agua. Por lo tanto para hacer máxima esta presión, debemos mejorar el peso de la partícula en su relación al peso de agua desplazada por las mismas. Aumentando la densidad específica de las particulas (peso de la particula de carbón comparado con el peso de agua) y eliminando bolsones de aire atrapados sobre la superficie de la partícula con un tratamiento con agentes que permiten reducir la tensión superficial (surfactantes), la presión sobre las partículas aumenta. La reducción en la resistividad in-situ se logra con un tratamiento adecuado de las partículas de carbón.133

El tamaño de las partículas de carbón es también importante. El tamaño promedio de la partícula de carbón debe ser pequeño cuando se lo compara con el diámetro del ánodo, de forma tal de asegurar la mayor cantidad de puntos de contacto por unidad de superficie del ánodo. Esto hace máxima la superficie de contacto con el ánodo y promueve la transferencia de corriente electrónica desde la superficie del ánodo. Sin embargo hay un límite para el tamaño de la partícula, dado que a valores inferiores a 75 micrones, las partículas ganan en contenido de ceniza, mayor resistividad y son virtualmente polvillo. Finalmente en la utilización de rellenos de carbón es muy importante asegurar que el carbón que rodea al ánodo sea tan limpio como sea posible. Cualquier contaminación con lodo o material del terreno dificultará la transferencia electrónica de la corriente. Además el instalador deberá hacer que el carbón rodee completamente al ánodo de forma de minimizar la posibilidad de que haya transmisión iónica de corriente. Esto es especialmente importante para los ánodos de tipo poliméricos. Si la transferencia de coriente es directamente desde el polímero al terreno, el polímero se hace frágil y puede fracturarse. Esto hace que a su vez el ataque continúe en el conductor interno de cobre traduciéndose en la pérdida de continuidad eléctrica. 133 T. H. Lewis, Jr., Deep Anode Systems: Design, Installation, and Operation, (Houston, TX: NACE

International, 2000), p. 28-32.



2.4.5 Usos Comunes Dado que el drenaje de corriente y voltaje disponible para un sistema de corriente impresa está sólo limitado por la fuente y el diseño del dispersor, los diseñadores generalmente eligen los sistemas de corriente impresa en casos de requerimientos elevados de corriente y/o medios de alta resistividad. Debido a que requieren una fuente de energía externa, los sistemas de corriente impresa se prestan para un control y monitoreo electrónico. Dentro de los límites de un diseño determinado, la corriente y el voltaje de salida pueden ajustarse para acomodarse a los cambios de requerimiento de protección de la etsructura. Los sistemas de corriente impresa tienen la desventaja de implicar mayores costos de mantenimiento y energía, debido a que requieren una fuente de energía externa. El diseñador debe evaluar cuidadosamente los aspectos de seguridad relacionados con los productos de la oxidación electroquímica en el ánodo y los potenciales de contacto o tensiones de paso (step and/or touch potentials) asociados con la cama de ándos y la fuente de energía. Además, como generalmente en los sistemas de corriente impresa se usan corrientes más elevadas, la interferencia eléctrica con otras estructuras metálicas puede ser más importante. 2.4.6 Fuentes de Energía de Corriente Impresa 2.4.6.1(a) Transformadores/Rectificadores Standard El tipo de fuente de energía más usado en protección catódica por corriente impresa es un transformador/rectificador, generalmente llamado rectificador. La entrada del rectificador recibe el voltaje AC desde la red comercial de energía eléctrica. Un transformador con varias conexiones en el bobinado del secundario (taps) produce la reducción y el ajuste del nivel de la tensión AC de salida, y además la de aislar el circuito en corriente continua DC de la tensión de AC de entrada. Un circuito de rectificación convierte la tensión ajustada de AC en tensión DC. Hay rectificadores que utilizan alimentación monofásica o trifásica. Aunque los rectificadores con alimentación monofásica pueden contar con un puente de rectificación de media onda (1 único diodo), con conexión al centro (2 diodos) y rectificación de onda completa (4 diodos), el puente de rectificación de onda completa es el más utilizado y se presenta en la Fig. 2-25. Los rectificadores con alimentación trifásica están disponibles para conexión en Y (wye) con tres diodos o bien puentes de rectificación en onda completa (6 diodos) , siendo este último el más comúnmente utilizado y se muestra en la Figura 2.26. Las unidades trifásicas son más eficientes que las monofásicas, pero los costos de la inversión inicial son mayores. La


eficiencia teórica máxima de un rectificador trifásico, con puente de onda completa es de 96.5% comparada con una eficiencia de 81% de un rectificador de onda completa, monofásico. La eficiencia real de operación depende de la salida que se utiliza en la unidad. El tipo de energía disponible y la comparación económica de los costos totales son las consideraciones principales al momento de seleccionar un rectificador monofásico o trifásico.134

A

C

B

D

EAC

IAC

EDC

IDC

Figura 2-25: Rectificador Monofásico con Puente de Rectificación de Onda Completa Fuente: Manual del Curso CP2 (Houston, TX, NACE, 2002)

134 R. L. Bianchetti, ed., Control of Pipeline Corrosion, Second ed. (Houston, TX: NACE, 2001), p. 90, 166-

173, 308-310, and 315-317.



Arrow head indicatesdirection of unidirectionalcurrent flow throughelement

AC 3 Phase Supply

Bridge ConnectedRectifier Stack

Grounded ShieldBetween Primaryand SecondaryWindings

Step Down Transformerwith Voltage AdjustingTaps on SecondaryWindings

GroundConnectionfor RectifierCabinet

To Pipeline orProtected Structure

To Groundbed

Figura 2-26: Rectificador Trifásico con Puente de Rectificacion Fuente: Manual Curso CP2 Cathodic Protection Technician (Houston, TX,

NACE, 2002) Los rectificadores actuales utilizan diodos de selenio o silicio para proveer la acción de rectificación. Los diodos son elementos que permiten el paso de la corriente en una dirección pero bloquean a la corriente en la dirección opuesta. Una unión tipo PN consigue esto, con una interfase semiconductora en donde de un lado de la unión hay un agregado de elementos portadores de cargas positivas y del otro lado de la unión un agregado de elementos portadores de cargas negativas. Si se aplica un potencial de valor positivo al semiconductor “dopado” con cargas positivas, la conducción puede tener lugar en esa dirección (de positivo a negativo) pero si el potencial positivo es aplicado al semiconductor N (dopado con portadores negativos) la corriente es bloqueada. De esta forma el diodo puede conducir en un medio ciclo de la onda de AC y no conduce en el siguiente hemiciclo. Conectando apropiadamente cuatro diodos para el caso de un rectificador monofásico, un ciclo completo de corriente AC puede pasar a través del puente, pero la parte positiva del ciclo en la dirección del terminal positivo de salida, y la porción negativa del ciclo en la dirección del terminal negativo de salida. El resultado entonces es una rectificación completa del ciclo de AC. Sin embargo, esta no es una verdadera




corriente continua (DC) en el sentido que la señal de salida (tensión de salida en realidad) no es constante sino más bien una señal siempre en una dirección pero variable.135

Podemos ilustrar el proceso de rectificación considerando el puente rectificador de la Figura 2-27. Los dos terminales de entrada de la tensión de AC al puente rectificador son I1 e I2. Los dos terminales de salida en corriente continua son O1 y O2. Durante la porción de tiempo donde el ciclo de AC es tal que I1 se hace positivo con respecto a I2, los diodos 1 y 4 conducen. En este intervalo de tiempo, el potencial positivo pasa al terminal O1, y el potencial negativo pasa al terminal O2. Durante la porción de tiempo donde el ciclo de AC es tal que I1 se hace negativo con relación a I2, los diodos que conducen son los diodos 2 y 3. Durante este intervalo de tiempo entonces, el potencial negativo en I1 pasa al terminal de salida O2, y el potencial positivo en I2 pasa al terminal O1. Así, entonces, los potenciales positivos son siempre transferidos al terminal O1, y los potenciales negativos transferidos al terminal O2. De esta forma el terminal de salida O1 es siempre positivo con relación al terminal O2. La parte superior de la Figura 2.28 muestra la señal de entrada entre los terminales I1 e I2, y en la parte inferior de la misma figura, la señal de salida entre los terminales O1 y O2.

135 R. L. Bianchetti, ed., Control of Pipeline Corrosion, Second ed. (Houston, TX: NACE, 2001), p. 90, 166-

173, 308-310, and 315-317.


1 2

3 4

I1

O2O1

I2

Figura 2-27: Puente de Rectificación Monofásico de Onda Completa

DC Output

AC Input

V or I

V or I

t

t

Figura 2-28: Señales de Entrada y Salida en un Puente de Rectificacion de Onda Completa Aunque los rectificadores standard son por lejos la fuente de suministro de energía para sistemas de corriente impresa, en parte debido a la economía del sistema, hay algunas variantes disponibles tales como los rectificadores controlados por SCR, rectificadores tipo switching, y rectificadores de pulsos. También se dispone de otras alternativas cuando no hay energía comercial en AC disponible. Las más comunes incluyen paneles solares, generadores eólicos, baterías, generadores termoeléctricos y más recientemente el uso de celdas de combustible (fuel cells)



2.4.6.1(b) Rectificadores Controlados por Diodos de Silicio (SCR) Los así denominados SCR son incorporados para proveer control adicional del proceso de rectificación, en algunos tipos de rectificadores. Los SCR son elementos constituidos por tres uniones del tipo PN, tal como se muestra en la parte superior de la Figura 2-29. Un SCR, de la misma forma que un diodo, es un elemento de rectificación, que va a permitir la conducción de corriente en una única dirección. Sin embargo, a diferencia de un diodo, la aplicación de una tensión de polaridad apropiada, no permite la conducción de corriente, esto es que el SCR se dispare. Para que esto ocurra y comience la conducción, un potencial positivo (VAC) deberá ser aplicado entre el anodo (P) y el cátodo (N) y además un pulso positivo debe ser aplicado entre la puerta de entrada (Gate) y el cátodo, tal como se indica en el diagrama central de la Figura 2-29. En el momento en que el pulso en la puerta de entrada (gate) es aplicado, el SCR se dispara y comienza a conducir corriente desde el ánodo al cátodo. Independientemente de la corriente en la puerta de entrada (gate) el SCR continúa conduciendo corriente hasta que el voltaje aplicado de alterna (VAC) pasa por cero y la corriente entonces también es nula.

SCR

A C

G

P PN N

I

VAC

A C

G

P PN N

VGC

VAC

A C

G

P PN N

VGC

SCRForward Biased-Conducting

SCRReverse Biased-Non-conducting

Figura 2-29: Rectificador Controlado por el Diodo de Silicio (SCR)



Si aplicamos un voltaje de AC al SCR, es posible controlar la tensión de salida, simplemente controlando el tiempo para el pulso en la puerta de entrada (gate), que es el que efectivamente dispara al SCR. Por ejemplo, si el pulso en la puerta de entrada se produce al mismo tiempo que la tensión aplicada pasa por 0 y comienza a moverse en la dirección positiva, el SCR va a conducir a través de todo un ciclo completo (180º) de la onda de entrada. Si el pulso en la puerta de entrada (gate) se demora por un cuarto de ciclo con relación al tiempo en que la tensión de alterna pasa por cero, y se mueve en la dirección positiva, la mitad de un medio ciclo (90º) de la forma de onda permitirá que pase la corriente. Si el pulso en la puerta de entrada nunca es aplicado, no habrá circulación de corriente en ningún momento (0º).

1 2

3 4

I1

O2O1

I2

G

G

Figura 2-30: Puente de Rectificación controlado por SCR en un Rectificador Monofásico

Si armamos un puente de rectificación de onda completa reemplazando los diodos 1 y 3 con SCR, tal como se muestra en la Figura 2-30, esto posibilita controlar la onda completa rectificada simplemente controlando la duración del pulso en la puerta de entrada (gate) para los dos SCR. Si los pulsos en la entrada (gate) son aplicados cuando la onda de entrada pasa por 0 (angulo de conducción 180º) la forma de onda de salida es siplemente una versión rectificada de la onda de entrada, tal como se muestra en la Fig. 2-31. Si de alguna manera demoramos la aplicación del pulso en la puerta de entrada (gate) por ejemplo en un tercio del hemiciclo (angulo de conducción 120º) , lo que hacemos es bloquear un tercio de cada hemiciclo en los terminales de salida. El resultado es una reducción en la tensión promedio de salida en corriente continua. De esta forma, controlando la duración de



los pulsos en la puerta de entrada (gate), podemos variar el nivel de la tensión de continua en la salida. Sin embargo, la onda de salida no es una tensión continua real, pero una onda de corriente continua con un rizado (ripple). Cuanto más el circuito demora el pulso en la puerta de entrada, tanto mayor será el rizado (ripple). Para aumentar la eficiencia y reducir este rizado, los fabricantes normalmente agregan filtros dispuestos en los terminales de salida.

Input Voltage

VO

t

t

t

t

Conduction Angle = 180o



VIN

VO

VO

Figura 2-31: Formas de Onda de Salida en Puente Rectificador de Onda Completa con SCR.

La explicación que hemos presentado de un rectificador de onda completa controlado por SCR, asume una carga puramente resistiva en los terminales de salida. Sin embargo, si el rectificador tiene incorporado un filtro de salida (aquí hay almacenamiento de energía) , los SCR puede que no dejen de conducir cuando la onda pase por cero (cruce el eje de las abscisas) debido a la energia liberada por el filtro. Esta situación, conocida como un cierre (latching) del SCR. es solucionada si se agrega lo que se conoce como un diodo “free-wheeling” a través de los



terminales de salida, los SCR pueden nuevamente dejar de conducir al final de cada hemiciclo. 2.4.6.1(c) Rectificadores Switching (Switching-Mode Rectifiers) Un tipo diferente de rectificadores aparecen a finales de los años ’70, cuando la tecnología “switching” (switching mode technology) comenzó a estar disponible para aplicaciones comerciales. En lugar de ajustar el nivel del voltaje de salida en AC utilizando un transformador grande, con un núcleo de acero laminado, los rectificadores switching (switching mode rectifiers) controlan el nivel de tensión de continua de salida DC, produciendo una serie de pulsos de alta frecuencia (la frecuencia está en el orden de 50 a 500 kHz), y ajustando la duración de estos pulsos obtener el nivel de tensión de DC que se requiera.. Aunque los rectificadores switching utilizan transformadores para el almacenamiento de energía y para aislar el circuito de salida, el transformador es de mucho menor tamaño, con un núcleo de ferrita y operando en alta frecuencia. El diagrama bloque para un rectificador switching se muestra en la parte inferior de la Figura 2-32. Este diagrama puede ser comparado con el diagrama bloque de un rectificador standard que se muestra en la parte superior de la misma Figura 2-32.

PrimaryRectifier

ACInput

PrimaryFilter

DCOutput

Solid StateSwitch Transformer Secondary

RectifierSecondary

Filter

Rectifier Filter(if used)

ACInput

DCOutput

LowFrequency

Transformerw/TAPs

Sensing/Switching

Circuit

Voltage Sense

Standard Transformer/Rectifier

Switching-Mode Rectifier

Figura 2-32: Diagramas de Bloque para Rectificadores Switching y Standard Fuente:: Emerson Network Power, Switching Power Supplies, http://www.emersonnetworkpower-

medical.com (January 7, 2004). Como se puede ver en la Figura 2-32, el rectificador switching primero transforma la señal de tensión de AC en DC, y al mismo tiempo la filtra. El switch (llave) de


http://www.emersonnetworkpower-medical.com/

http://www.emersonnetworkpower-medical.com/



estado sólido convierte entonces la señal de DC en pulsos de DC de alta frecuencia. Los pulsos de DC son alimentados a través de un transformador de alta frecuencia para aislar el circuito de salida. Debido a que la señal de alta frecuencia incluye un “ruido” significativo (picos positivos y negativos), se hace necesario instalar una segunda rectificación de la señal juntamente con un filtrado de la misma. Finalmente el control de la señal de salida se consigue actuando sobre el switch de estado sólido, en forma de modificar la duración del pulso (ancho del pulso). De esta manera, utilizando este control sobre el ancho del pulso, es posible modificar la magnitud de la tensión de salida en DC.136

Las principales ventajas de un rectificador switching sobre un rectificador standard son las siguientes:

• Peso y Tamaño pequeño • Regulacion de la tensión de salida • Alta eficiencia a tensiones de salida bajas • Posibilidad de limitar la corriente de salida • Diseño modular que facilita la reparación • Es posible utilizarlos con varias modalidades de funcionamiento (voltaje

constante, potencial constante, corriente constante, potencial constante libre de caída IR)

Las desventajas son:

• Pueden ser fuente de ruidos de alta frecuencia (EMI/RFI) • Menor confiabilidad debido al número de componentes • Proclives a un rizado (ripple ) más alto (requieren mayor filtrado) • La reparación de los módulos individuales no es práctica136

2.4.6.2 Fuentes de Energia Solar En la Figura 2-33 se esquematiza una fuente de energía solar, consistente en un panel solar, un controlador de carga y un sistema de baterías. Los paneles solares utilizan semiconductores de silicio especialmente diseñados, los que son sensibles a la luz, convirtiendo la energía solar en energía eléctrica. Estos elementos semiconductores (células o celdas fotovoltaicas) generan una tensión absorbiendo la energia de fotones de luz que inciden sobre el semiconductor, liberando electrones dentro del semiconductor. Las eficiencias de conversión para celdas fotovoltaicas de silicio son del orden de 8 a 14%. Hay equipos de investigación que están 136 Lambda Power, Switch-mode Power Supplies,

http://www.lambdapower.com/ftp/linera_versus_switching.pdf (January 7, 2004)

http://www.lambdapower.com/ftp/linera_versus_switching.pdf



tratando de mejorar esta eficiencia de conversión y reducir los costos de producción para la energia fotovoltaica. Hay algunas innovaciones muy recientes utilizando módulos de películas muy delgadas de diseleniuro de cobre e indio (CuInSe2) depositadas sobre una superficie de vidrio, que puede conducir a una importante reducción en los costos en el futuro. Estas investigaciones están actualmente tratando de combinar el silicio amorfo con el mencionado CIS (copper indium diselenide) produciendo una celula fotovoltaica de bajo espesor con una eficiencia de conversión de 15.6%137, ,138 139

Una única celda fotovoltaica produce un voltaje muy pequeño con corrientes muy chicas. Conectando una cantidad de estas celdas en serie, es posible aumentar el voltaje disponible. Conectando un número de estas en paralelo, es posible aumentar la corriente disponible. Por lo tanto, los fabricantes producen paneles solares estándar, los que consisten en una configuración de celdas fotovoltaicas en serie/paralelo, de manera de hacerlos disponibles por ejemplo en voltajes de salida de 6, 12 y 24 volts, con potencias de salida que van desde 5 a 160 watt. Los diseñadores entonces pueden hacer una selección de estos paneles en serie o paralelo de manera de producir el voltaje y la corriente necesaria.140

Un conjunto de baterías para almacenar (backup) es necesario con un sistema de energía solar, para que la corriente de salida requerida esté disponible cuando la energía solar no lo está (durante la noche o bien en días nublados). El ingeniero de diseño debe dimensionar el panel solar no sólo para producir la corriente requerida para la protección catódica, sino para cargar las baterías cuando la energía solar está disponible. Cuando la energía solar disponible es insuficiente, el conjunto de baterías suministra la corriente requerida para la protección catódica. Un controlador de carga es un elemento electrónico que controla el estado de carga de la batería, permitiendo que sea suministrada corriente de carga de las mismas cuando es necesario y al mismo tiempo previniendo una sobrecarga de las baterías.

137Shell Solar, Solar Panels, http://www.shell.com (November11, 2003). 138Siemens, Solar Panels, http://siemenssolar.co.uk (November 11, 2003). 139Go Solar Company, Solar Panels, http://www.solarexpert.com (November 11, 2003). 140Go Solar Company, Solar Panels, http://www.solarexpert.com (November 11, 2003).

http://www.shell.com/

http://siemenssolar.co.uk/

http://www.solarexpert.com/



Structure

C.P.Regulator

Anodes

Batteries

SolarPanels

ChargeController

Figura 2-33: Fuente de Energia Solar 2.4.6.3 Generadores Eólicos Si hay una disponibilidad más o menos considerable de viento, los generadores eólicos constituyen otra fuente alternativa para protección catódica. Estos generadores de corriente continua entregan corriente razonable a partir de disponer de vientos de alrededor de 16 km/hora (10 mph) alcanzando un máximo de corriente a velocidades de entre 40 a 55 km/hora (25 a 35 mph). Dado que esta corriente de salida varía con la velocidad del viento, un sistema de baterías que actúa como backup cuando no hay viento, y al mismo tiempo permite cargar las baterías, para producir una tensión de salida constante para el sistema de protección catódica. El generador carga el sistema de baterías y el sistema de baterías suministra la corriente de protección catódica. A causa del elevado requerimiento de mantenimiento de los generadores eólicos, estas fuentes alternativas se usan menos frecuentemente, especialmente si se tiene en cuenta en el desarrollo en otras fuentes alternativas más competitivas. Los generadores eólicos se disponen comercialmente en potencias desde 400 a 3000 watts, con tensiones de salida desde 12 a 240 Voltios.141

141JATS Alternative Power Company, Wind-driven Generators, http://www.jatsgreenpower.com/wind-

power.html (November 11, 2003).


http://www.jatsgreenpower.com/wind-power.html

http://www.jatsgreenpower.com/wind-power.html



2.4.6.4 Baterías Si los requerimientos de corriente de protección catódica son relativamente chicos, es posible utilizar baterías para suministrar esa corriente. Una estructura pequeña, aislada eléctricamente y bien recubierta en un medio de alta resistividad, puede utilizar una batería como fuente de poder, a lo mejor junto con ánodos galvánicos, para suministrar la corriente requerida. Las baterías utilizadas en aplicaciones de protección catódica deben ser capaces de soportar una cantidad importante de ciclos de carga y descarga. Los fabricantes de baterías las clasifican en términos de capacidad en amperes-hora. Dicho de manera más simple, la cantidad de corriente en amperes capaces de suministrar para una cantidad específica de tiempo, en horas. La temperatura tiene un efecto importante sobre la capacidad de las baterías, especialmente aquellas de plomo/ácido. A temperaturas de 0ºF (aproximadamente -18ºC) la capacidad de una batería de plomo/ácido cae a cerca de un 50% del valor establecido. Un sistema adecuado de baterias debería ser capaz de suministrar la corriente de salida por un tiempo relativamente largo antes de que sea necesario su reemplazo. 142

Ya sea que las baterías se utilicen como fuente primaria de energía, o bien como fuente de almacenamiento de otra fuente de energía alternativa, siempre se requiere un mantenimiento de las mismas para que operen adecuadamente en un largo plazo. Si las baterías son la fuente primara de suministro de energía, deben ser reemplazadas en forma más o menos frecuente. Debido a estos costos de mantenimiento o bien de reemplazo periódico, los sistemas diseñados en base a esta fuente alternativa pueden ser considerablemente elevados. 2.4.6.5 Generadores Termoeléctricos (TEG) Otra fuente alternativa de energía son los generadores termoeléctricos (TEG por sus siglas en inglés, Thermoelectric Generators). Esta fuente de energía utiliza el efecto Seebeck para generar pequeñas diferencias de potencial en una unión de metales disímiles. Thomas Seebeck descubrió que una unión de dos metales diferentes que es calentada de un lado de la unión y enfriada del otro, es capaz de generar una diferencia de potencial en la unión, y puede haber circulación de cargas. Los generadores termoeléctricos constan básicamente de tres componentes principales: una fuente de calor, una termopila y un disipador de calor o enfriador.143

142Go Solar Company, Solar Panels, http://www.solarexpert.com (November 11, 2003). 143Donald G. Fink and H. Wayne Beaty, ed., Standard Handbook for Electrical Engineers, Eleventh ed. (New

York, NY: McGraw-Hill, 1978), p. 2-3, and 11-71 to 11-81.




Los termogeneradores más modernos emplean uniones de semiconductores PN más que uniones de metales disímiles. Un quemador aplica calor de un lado de la unión PN en tanto que un sistema de transferencia de calor enfría el otro lado de la unión. La cupla termoeléctrica es una fuente de bajo potencial y de elevada corriente. Aunque la diferencia de potencial puede ser de unos 90 mV, el fabricante aumenta la tensión de salida conectando muchas uniones en serie (termopila). Pueden asimismo conectar varias termopilas en paralelo, de manera de aumentar la capacidad de corriente de salida. El calor normalmente proviene de la combustión de propano, butano o gas natural para un lado de la unión. Las temperaturas del lado caliente de la unión son de aproximadamente 535ºC (1000ºF), mientras que la fuente de extracción de calor del otro lado de la unión, mantiene una temperatura de unos 165ºC (325ºF). La energía producida depende en forma directa de la diferencia de temperatura a ambos lados de la unión. Algunos semiconductores no pueden ser operados en la condición de carga cero, dado que la corriente de salida es necesaria para enfriar la unión PN.144,145

Dado que los termogeneradores no incluyen partes móviles, el mantenimiento es poco importante. Normalmente se requiere una limpieza anual o bien un reemplazo del filtro de combustible y el orificio por donde se inyecta el combustible. Hay unidades con voltajes de hasta 48 Voltios y potencias de unos 500 watts. Los generadores se diseñan basados en la potencia de salida. Para una aplicación eficiente, los generadores termoeléctricos deberían estar asociados a una resistencia de carga cuyo valor se conoce de antemano (usualmente 1 ohm). El operador puede hacer un ajuste bastante limitado de la corriente de salida, ajustando el suministro de combustible, sin embargo, para poder hacer un ajuste se requiere una resistencia en serie con la salida u otro tipo de control de tensión de salida para el ajuste de la corriente.146

2.4.6.6 Celdas de Combustible (Fuel Cells) Una de las fuentes alternativas de energía más nuevas son las celdas de combustible (fuel cells). Aunque la NASA había desarrollado esta tecnología originalmente para el programa espacial, recientemente hay aplicaciones comerciales de esta tecnología. Una celda de combustible tiene tres partes: un ánodo, un cátodo y un electrolito. El combustible, hidrógeno, pasa a través de un ánodo poroso

144CP 4–Cathodic Protection Specialist Course Manual (Houston, TX: NACE, 2002), p. 1:25-1:27, 3:4-3:11,

3:18-3:33, and 8:34-8:35. 145R. L. Bianchetti, ed., Control of Pipeline Corrosion, Second ed. (Houston, TX: NACE, 2001), p. 90, 166-

173, 308-310, and 315-317. 146Global Thermoelectric, 8550 Thermoelectric Generator Operating Manual (Calgary, Alberta, Canada:

Global Thermoelectric, 2002).



(catalizador) que provoca la pérdida de un eléctron (oxidación). El ión hidrógeno se mueve a través del electrolito en donde se combina con el gas oxígeno que pasa a través del cátodo poroso y los electrones provenientes del ánodo para producir calor y agua. 153,147

Dependiendo de cada diseño, el combustible puede ser hidrógeno gaseoso, metano, propano y también gasolina. El aire de la atmósfera es el proveedor del oxígeno requerido en el cátodo. La celda de combustible produce corriente electroquímicamente, no hay por lo tanto partes móviles, y el mantenimiento es mínimo. Las celdas de combustible son más eficientes que cualquier otra forma de conversión de energia y no hay contaminación. 154,155

2.4.6.7 Modos de Operación El suministro de energía para un sistema de protección catódica puede operar básicamente de tres maneras: voltaje constante, corriente constante o potencial constante. El modo más común es el de voltaje constante, dado que básicamente un rectificador es un dispositivo de tensión de salida constante. Para un rectificador standard la variación en la tensión de salida con un cambio en la resistencia de carga es mínima, solamente atribuible a modificaciones en las caidas IR dentro de la unidad. Si la resistencia externa de carga crece, la corriente de salida debe disminuir. La tensión de salida solamente cambia cuando el ajuste en los taps del transformador son modificados en forma manual. Cuando se opera a corriente constante, la tensión de salida de la fuente de suministro de energía se ajusta automáticamente con los cambios en la resistencia externa de carga para mantener una corriente constante. Este cambio de tensión para mantener la corriente constante puede tener lugar únicamente dentro de los valores de diseño del fabricante. Un reactor de nucleo saturable, el uso de SCR o bien un equipo rectificador del tipo switching pueden ser utilizados para mantener la corriente constante. Un proyectista únicamente elije este tipo de modo de operación para aquellas aplicaciones en donde no se espera un cambio apreciable en los requerimientos de corriente, pero donde la resistencia del ánodo o de la estructura pueden variar. Un ejemplo de esta aplicación es una estructura de un muelle, donde la concentración de los iones cloruros puede cambiar, pero no los requerimientos de corriente. El modo de operación a potencial constante es en realidad un modo donde se mantiene constante el potencial de la estructura. En este modo de operación el

147Online Fuel Cell Information Center, Fuel Cells, http://www.fuelcells.org (November 11, 2003).

http://www.fuelcells.org/



rectificador mantiene el potencial de la estructura dentro de ciertos límites. El circuito de control monitorea el potencial de la estructura utilizando un electrodo de referencia permanente. El circuito de control compara este potencial con un potencial prefijado. Cuando la estructura está fuera del potencial prefijado, el circuito de control ajusta la tensión de salida de la unidad hasta que el potencial vuelva al valor prefijado. Es posible utilizar SCR o bien un rectificador del tipo switching para efectuar este control. Un ejemplo de aplicación sería la protección catódica de un tanque de agua potable recubierto. A medida que el nivel de agua en el tanque se modifica, los requerimientos de corriente cambian, lo que resulta en un ajuste automático del potencial.


Experimento 2-1

Demostrar el Uso de un Ánodo Galvánico para Mitigar la Corrosión en una Celda de Acción Local

steelcopper EFeEcu

AA

MagnesiumAnode

Icorr

A

ICP

Figura 2-34: Experimento para Demostrar la Mitigación de la Corrosión de una Celda de Acción Local mediante Protección Catódica con un Ánodo Galvánico

PROCEDIMIENTO Parte A

1. Este experimento es la continuación del Experimento 1-1 del Capítulo 1. Las planchas de cobre y acero se habrán conectado directamente a través de un amperímetro al final del Experimento 1-1.

2. Usando los datos del Experimento 1-1, registre los potenciales estáticos, medidos previamente, del cobre y el acero en la siguiente Tabla de Resultados.

3. Registre el potencial polarizado del cobre y del acero y la corriente de corrosión.




Parte B loque el ánodo de magnesio en la cubeta del lado opuesto a las placas de

2. pprox. 1-2 min.), mida la

3. n catódica (Ic,p). l cobre con la celda de

arte C

ita la Parte B usando las resistencias listadas en la Tabla de Resultados.

arte D necte el ánodo de magnesio directamente a través del amperímetro a la

2. elda de corrosión, dejándola toda

PARTE E

la corriente de PC a primera hora de la mañana. directamente sobre la

3. l cobre con la celda de

4. agnesio y registre los potenciales a lo largo del

5. ero y cobre.

1. Coacero y cobre. Conecte el ánodo de magnesio a la placa de cobre mediante unamperímetro y una resistencia de 10,000-ohm. Una vez que se haya estabilizado la corriente (acorriente de corrosión (Icorr). Mida la corriente de protecció

4. Mida los potenciales polarizados del acero y dereferencia en la misma ubicación que antes.

P1. Rep

P1. Co

placa de cobre (cero resistencia en serie). Permita que la corriente de PC polarice la cla noche.

1. Mida 2. Mida el pH sobre las superficies del acero y del cobre (

superficie), con la corriente de PC encendida. Mida los potenciales polarizados del acero y dereferencia en la misma ubicación que antes, con la corriente de PC encendida. Desconecte el ánodo de mtiempo, a medida que se despolarizan el acero y el cobre. Observe la condición en que se hallan las superficies de ac



RESULTADOS

Condiciones del Circuito Eacero Ecobre


Icorr (mA)

Corriente de PC

Icp (mA) Estático (OC)

Polarizado

10,000 ohms

1,000 ohms

800 ohms

600 ohms

400 ohms

200 ohms

100 ohms

10 ohms

0 ohms



Al DÍA SIGUIENTE: _______Horas con la corriente de PC encendida

Condiciones Circuito

Eacero Ecobre Corriente de CP ICP(mA)

Condicion Polarizado

Después de Desconectar el Anodo de Magnesio

Tiempo Eacero Ecobre

Instant Off

15 segundos

30 segundos

1 minuto

5 minutos

10 minutos

CONCLUSIONES 1. La corriente de corrosión disminuye a medida que aumenta la corriente de

protección catódica. 2. La corriente de corrosión disminuye a medida que el potencial polarizado del

cátodo se vuelve más electronegativo. 3. El potencial polarizado de la estructura se desplaza en dirección

electronegativa a medida que pasa el tiempo. 4. La corriente de protección catódica disminuye con el tiempo. 5. El pH en el cátodo aumenta con la aplicación de la PC y el paso del tiempo.

CAPITULO 3 INTERFERENCIA

3.1 Introducción En protección catódica, el término interferencia se refiere a la interferencia eléctrica, no a la interferencia física o química. Por lo tanto, la interferencia puede definirse como una perturbación eléctrica detectable sobre una estructura, causada por una corriente vagabunda (stray current). Una corriente vagabunda se define como una corriente que circula por un camino no previsto. Muchos sistemas eléctricos tienen a la tierra como medio conductor, ya sea para la transmisión principal de energía eléctrica, como es el caso de los sistemas de protección catódica, o para actuar como puesta a tierra. Algunos sistemas, como los sistemas de transporte eléctricos, pueden no estar adecuadamente aislados de la tierra. De todas formas, cualquier sistema eléctrico en contacto con la tierra constituye una posible fuente de corrientes vagabundas. Como puede verse en la Figura 3-1, una corriente que penetra en la tierra en el punto A tiene muchos caminos en paralelo para llegar al punto B.

Rn

BAR4

R3

R2

R1

I2I1

In

I3

I4

Figura 3-1: Caminos en Paralelo de la Corriente en la Tierra La cantidad de corriente en cada camino es inversamente proporcional a la resistencia del camino. Por lo tanto, puede decirse que la corriente circulará por todos los caminos disponibles. Si suponemos que el punto A es un dispersor de corriente impresa conectado al terminal positivo de un transformador.rectificador y que el punto B es una tubería conectada al terminal negativo, entonces todos los caminos en paralelo podrían tener aproximadamente la misma resistencia, en cuyo caso todas las corrientes serían iguales. Esto sólo es posible en suelos homogéneos, cuando los puntos A y B están lo suficientemente alejados y el tubo no tiene resistencia lineal.

©NACE International, 2005 CP 3–Técnico Superior en Protección Catódica Julio 2007

Interferencia 3:2

Sin embargo, si la resistividad del suelo varía o el tubo tiene resistencia lineal, los caminos de la corriente tendrán diferentes resistencias, como se ilustra en la Figura 3-2.

R4,eR3,eR2,e

R1,e

I2I1 I3 I4

drain point

T/R

R1,p

R2,p R3,pR4,p

punto drenaje de

Figura 3-2: Caminos en Paralelo para la Corriente en un Sistema de Protección Catódica de una Tubería

Es evidente que cada camino de la corriente está compuesto por la resistencia a través de la tierra (Re) más una resistencia a lo largo del tubo(Rp) desde el punto de entrada hasta el punto de drenaje de la corriente. Por lo tanto, la resistencia total (Rt,i) de cada camino en paralelo es diferente, y está dada por la Ecuación 3-1. Ri = Ri,e + Ri,p [3-1] Como la longitud de cada camino es diferente, tanto en la tierra como en el tubo en cualquier dirección desde el punto de drenaje, la resistencia total de cada camino de la corriente aumentará a medida que aumenta la distancia a este punto. La cantidad de corriente en cada camino está determinada por la Ecuación 3-2

tt I

RR

Ii

n,i = [3-2]

donde:

R1

R1

R1

R1

R1

R1

n4321n,

⋅⋅⋅+++=t

y: It = I1 + I2 + I3 + I4 … In


Interferencia 3:3

En suelos estratificados, donde la resistividad o superficie de la sección transversal de cada estrato es diferente, incluso los caminos de corriente de igual longitud no tendrán resistencias iguales, como vemos en las Figuras 3-3 y 3-4.


Figura 3-3: Caminos en Paralelo de la Corriente en Suelos Estratificados Verticalmente

Figure 3-4: Caminos en Paralelo de la Corriente en Suelos Estratificados Horizontalmente

Lo más común es que las características geológicas del suelo presenten estratificación tanto vertical como horizontal, y que la corriente en suelos de baja resistividad sea proporcionalmente mayor que en suelos de resistividad moderada o mayor. La estratificación no está causada principalmente por suelos diferentes, sino que puede ser producto de suelos similares con diferente contenido de humedad. En suelos con estratificación vertical, la resistencia de los caminos de la corriente no sólo está en función de la resistividad del suelo, sino que también depende de la superficie de su sección transversal, como vemos en la Ecuación 3-3.

R 4 , e R3,eR2,e

R 1 , e

I2I1 I3 I4

punto de drenaje

T/R

R 1 , p R2,p R3,p

R4,p

ρaltaρbaja

ti l l

T/R

ρmodetierra de

cultivo r

ro c k

c l a y ρbaja

ρalta

R2,e

R3,e

R1,e

roca

arcilla

Interferencia 3:4

sx,

sei, AL ρ R = [3-3]

donde: Ri,e = resistencia del camino de la corriente (ohm) ρs = resistividad del suelo L = longitud del camino de la corriente Ax,s = superficie de la sección transversal del camino en el suelo Desde un electrodo que funcione como fuente puntual, como es el caso de un dispersor de protección catódica, la superficie de la sección transversal del suelo aumenta exponencialmente a medida que aumenta la distancia desde el electrodo, y por lo tanto la resistencia de cada camino de la corriente no es lineal con respecto a la distancia desde la fuente. Las resistividades del suelo (ρs) generalmente se encuentran entre 103 y 106 Ω-cm, mientras que las resistividades de los metales (ρm) van de 10-5 a 10-6 Ω-cm. Por lo tanto, la relación resistividad metal/suelo puede ir desde:

6

-6

3

-5

s

m

1010 a

1010

ρρ

=

12-8-

s

m 10 a 10 ρρ

=

Para una resistividad del suelo elevada (por ej., 106 ohm-cm) un objeto metálico enterrado con una sección transversal de 100 cm2 o 10-2 m2 de superficie es equivalente en resistencia a la sección transversal de suelo determinada por la Ecuación 3-4.

sx,

mx,

s

m

AA

ρρ

= [3-4]

reemplazando: 12-

s

m 10 ρρ

=

entonces: 12-mx,

sx, 10A

A =


Interferencia 3:5

21012-

-2

sx, m 10 1010 A ==

Es decir, un conductor metálico con una sección transversal de 0.01 m2 de superficie equivale a una sección transversal de suelo de 1010 m2 de superficie, si la resistividad del suelo es de 106 Ω-cm. Esto significa que cuando hay una estructura metálica en la tierra, puede constituir un camino muy atractivo para la corriente, dando por resultado una corriente vagabunda (Is) que circulará por la estructura metálica, como muestra la Figura 3-5.

metallic structure


R4,eR3,eR2,e

R1,e

I2I1 I3 I4

drain point

T/R

R1,p

R2,p R3,pR4,p

Isestructura metálica

Is

Is,1Is,5

Is,2Is,3Is,4

punto de drenaje

Figura 3-5: Corriente Vagabunda en una Estructura Metálica Paralela a una Estructura Protegida

La corriente vagabunda ingresa en la otra estructura metálica en el punto donde ésta está expuesta al gradiente de potencial anódico del dispersor. Si no hay un paso electrónico directo entre la estructura afectada y la tubería protegida, la corriente abandonará la estructura lejos del punto de entrada. La cantidad de corriente vagabunda en la estructura metálica está en función de la resistencia de los caminos por los que circula la corriente vagabunda y del potencial impulsor en el punto en que la estructura afectada intersecta el gradiente de potencial anódico. Las corrientes provenientes de un único electrodo, colocado en la tierra en forma vertical, producen una caída de potencial en el suelo cercano al electrodo,

Interferencia 3:6

formando superficies equipotenciales perpendiculares a los caminos de la corriente, como muestra la Figura 3-6.

Va,re

1

3

2

4

5

76

8

9

0

Va,x

Vx,re

Va,xLC

x distancedistancia

Figura 3-6: Potencial vs. Distancia desde un Ánodo con Disposición Vertical

Una superficie equipotencial tiene la misma diferencia de potencial entre el ánodo y cualquier punto de la superficie. Si se proyecta cada superficie equipotencial a nivel del suelo y se anotan el potencial y la distancia, se obtiene el perfil de caída de potencial (Va,x) en la tierra con la distancia desde el ánodo, como está ilustrado. El aumento de potencial (Vx,re) en la tierra con respecto al terreno remoto puede calcularse usando la Ecuación 3-5.

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛ ++=

x x L Lln

L2ρ I

V22

srex, π

[3-5]

donde: Vx,re = aumento de potencial en la tierra con respecto al terreno

remoto a (x) distancia del ánodo


Interferencia 3:7

I = salida de corriente del ánodo (A) ρs = resistividad del suelo L = longitud del ánodo Por ejemplo, para un ánodo de 10 m de longitud en un suelo de 3000 Ω-cm y una salida de corriente de 10A, el aumento de potencial a los 100 m es:

( ) ( )

⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛ +=

⎥⎥

⎦

⎤

⎢⎢

⎣

⎡

⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜

⎝

⎛ ++Ω×=

m100m100.5 m10ln 4.77

m100m100 m10 m10

ln m10 π2

m- 30 A 10 V22

rex,

= 4.77 [ln 1.105] Vx,re = 4.77 [0.1] = 0.48 V Si a 100 m de este ánodo hubiera una estructura metálica, estaría expuesta a aproximadamente 0.5 V entre ese punto y el terreno remoto. Éste sería el potencial impulsor que produciría una corriente vagabunda en la estructura. Alrededor de una tubería desnuda se produce una caída de potencial similar, como indica la Figura 3-7.

current pathpaso de corriente

equipotentialsurfacesuperficie equipotencial

Figura 3-7: Gradiente de Potencial en la Tierra alrededor de una Tubería Desnuda con Protección Catódica La Figura 3-8 muestra el típico circuito de protección catódica, que es un circuito en serie.


Interferencia 3:8

Terreno remoto

Ra,re

Rp,re

R c , p

R c , a

donde : = resistencias de los cables

Rc ,pRc ,a &

R a,re = resistencia del ánodo al terreno remoto R p ,re = resistencia del caño al terreno remoto

Figura 3-8: Modelo de Circuito de Protección Catódica

Si hay una estructura metálica enterrada, como muestra la Figura 3-5, interceptará el gradiente de potencial del ánodo, de forma tal que se insertará un camino en paralelo en el circuito que acabamos de ver, como indica la Figura 3-9.

remoteearth

Ra,re

Rp,re

Rc,p

Rc,a

where:= cable resistancesRc,pRc,a &

Ra,re = anode resistance to remote earth

Rp,re = pipe resistance to remote earth

Icp

Icp

Rs,e

RsRs,re

Is

Icp'A

B

Rs,re = foreign structure resistance to remote earth

= resistance of foreign pipe to earth ina stray current pick-up area

Rs,e

= longitudinal resistance of foreign structurebetween pick-up and discharge sites

Rs

terreno remoto

Rs = resistencia longitudinal de la estructura ajena entre las zonas de captación y descarga

Rs,e = resistencia a tierra de un tubo ajeno en una zona de captación de corriente vagabunda

Rs,re = resistencia de la estructura ajena al terreno remoto Rp.re = resistencia del caño al terreno remoto

Ra,re = resistencia del ánodo al terreno remoto

Rc,a & Rc,p = resistencias de los cables

donde:

Figura 3-9: Modelo de Circuito de Protección Catódica con Estructura Ajena Interceptando el Gradiente Anódico


Interferencia 3:9

La presencia de la estructura ajena ha introducido un circuito en paralelo en el modelo, en el punto en que la caída de potencial entre el punto A y el terreno remoto se aplica a la estructura ajena. Esto disminuirá la resistencia total del ánodo al terreno remoto y reducirá la corriente de protección catódica pasando el punto A hasta la nueva corriente I′cp; la diferencia entre estas dos corrientes es Is. Si la estructura ajena también se cruza con la tubería, como vemos en la Figura 3-10, su resistencia a la tubería disminuirá debido a la proximidad entre las dos estructuras en el punto del cruce. Esto resultará en una mayor corriente de interferencia, ya que el potencial impulsor entre A y B será mayor (véase Figura 3-11).

metallic structureestructura metálica


R4,eR3,eR2,e

R1,e

I2I1 I3 I4

drain point

T/R

R1,p

R2,p R3,pR4,p

IsIs

Is,1Is,5

Is,2Is,3Is,4

Is,1

A

BB

punto de drenaje

Figura 3-10: Corriente Vagabunda en una Estructura Metálica Ajena que Intercepta tanto el

Gradiente de Potencial Anódico como el Catódico

Interferencia 3:10

remoteearth

Ra,re

Rp,re

Rc,p

Rc,a





Icp

Icp

Rs,e

Rs

Rs,p

Is

A Icp'

B

terreno remoto

Icp'

= resistance of foreign pipe to earthin a stray current pick-up area

Rs,e

= resistance of foreign pipe to cathodicallyprotected pipe at discharge area

Rs,p

= longitudinal resistance of foreign structurebetween pick-up and discharge sites

Rs

donde:Rc,a & Rc,p = resistencias de los cables


Rs,p = resistencia del tubo ajeno al tubo con protección catódica en la zona de descarga rotección catódica en la zona de descarga

Rs = resistencia longitudinal de la estructura ajena entre las zonas de captación y descarga Rs,e = resistencia a tierra de un tubo ajenoen

una zona de colección

Rp,re = resistencia del tubo al terreno remoto

Figura 3-11: Modelo del Circuito de Protección Catódica en el que la Estructura Ajena Intercepta tanto el Gradiente de Potencial Anódico como el Catódico

Una estructura metálica ajena también puede verse afectada por una corriente de interferencia, aún cuando sólo intersecte el gradiente de potencial catódico, como vemos en las Figuras 3-12 y 3-13.

R4,eR3,eR2,e

R1,e

I2I1 I3 I4

drain point

T/R

R1,p

R2,p R3,pR4,p

Is

A

BB

A

Rn,e

Is

punto de drenaje

Figura 3-12: Corriente de Interferencia en una Estructura Metálica Ajena que Intercepta el Gradiente de Protección Catódica

En este caso, la tubería afectada recoge la corriente de interferencia en el punto A del terreno remoto y la transporta hasta el cruce con la tubería protegida, donde la corriente es drenada nuevamente hacia la estructura que produce la interferencia. Esto quiere decir que cualquier tubería protegida mediante un sistema de corriente impresa puede provocar interferencia sobre las estructuras metálicas que la cruzan, aun estando éstas remotas con respecto a los dispersores de corriente

Interferencia 3:11

impresa. Además, la corriente no necesariamente será drenada hacia la estructura que genera la interferencia, sino que puede ingresar a una tercera estructura que funciona como camino intermedio para la corriente.

remoteearth

Ra,re

Rp,re

Rc,p

Rc,a




Icp

Icp

Rs Rs,re

Is

A

B

Rs,p

= foreign structure resistance to cathodically protectedstructure at stray current discharge location

Rs,p

= longitudinal resistance of foreign pipe betweenremote earth and discharge location

Rs

= foreign structure resistance to remote earthRs,re

Icp'

terreno remoto

Rs = resistencia longitudinal del tubo ajeno entre el terreno remoto y la zona de descarga

Rs,p = resistencia de la estructura ajena a la estructura protegida en la zona de descarga de la corriente vagabunda

Rs,re = resistencia de la estructura ajena al terreno remoto

Rp,re = resistencia del tubo al terreno remoto


Rc,a & Rc,p = resistencias de los cablesdonde:

Figura 3-13: Modelo del Circuito de Protección Catódica para una Estructura Ajena que Intercepta el Gradiente de Potencial Catódico

Como se ha demostrado, puede generarse una corriente de interferencia en una estructura metálica ajena tanto a causa de la intersección con el gradiente de potencial anódico como catódico producido por un sistema de corriente impresa. La magnitud de la corriente de interferencia es directamente proporcional a la diferencia de potencial entre los puntos de entrada y salida de la corriente, e inversamente proporcional a la resistencia del camino de la corriente de interferencia. 3.2 Detección de las Corrientes Vagabundas Cualquier corriente vagabunda producirá cambios en el potencial y la corriente en y cerca de una estructura metálica. Estas perturbaciones eléctricas son las siguientes:


Interferencia 3:12

• Cambios en el potencial estructura-suelo en los puntos de entrada y descarga de la corriente vagabunda

• Cambios en la corriente a lo largo de la estructura entre los puntos de entrada y descarga de la corriente

• Cambios en la corriente en la tierra cerca de la estructura en los puntos de entrada y descarga de la corriente.

Si la salida del transformador-rectificador de la Figura 3-10 se interrumpe en forma cíclica y se lleva a cabo un relevamiento de potencial paso a paso sobre la estructura ajena de izquierda a derecha, el perfil de potenciales típico sería el que ilustra la Figura 3-14.

A B


Distance

ES/S

- E

+ EEoff

Eon

distancia

Figura 3-14: Típico Perfil de Potencial en una Estructura Interferida que Intersecta el Gradiente de Potencial tanto Anódico como Catódico, con la Fuente de Corriente Interrumpida

El punto A es el punto sobre la estructura inmediatamente opuesto a la ubicación del dispersor y el punto B representa el cruce con la tubería. Cuando la fuente de corriente está encendida, se produce un desplazamiento en sentido negativo en la zona de entrada (punto A) y un desplazamiento en sentido positivo en el punto de descarga (punto B). La Figura 3-15 muestra cómo se detectan los cambios de magnitud de la corriente producidos por la situación de interferencia descripta en las Figuras 3-5, 3-10, y 3-12.

Interferencia 3:13

+-

I s

Is

A B

V e I s

Vs t

w he r e: = eIs RV eV s t = s,1Is R

Ve

Rs,1

+donde:

Figura 3-15: Cambios en la Corriente En y Cerca de una Estructura Interferida Los cambios en la corriente se detectan midiendo la caída de potencial en la tierra adyacente a la estructura interferida, a lo largo de un tramo de la tubería y con la fuente de la corriente de interferencia interrumpida en forma cíclica. Entonces, hay un cambio en la caída de potencial en la tierra (Ve,g) tanto en A como en B, debido a la corriente de interferencia Is. En A, ΔVe,g será positivo, ya que la corriente de interferencia ingresa a la estructura, y en B será negativo, lo que indica que la corriente abandona la estructura. El cambio en la caída de potencial a lo largo de la estructura será en dirección positiva , por la polaridad mostrada en el instrumento de medición.

3.2.1 Efectos de la Corriente de Interferencia sobre las Estructuras Metálicas Los efectos de la corriente de interferencia sobre estructuras metálicas como las de la Figura 3-10 pueden ser dañinos, beneficiosos ó inocuos, según la magnitud de la densidad de la corriente, el tipo de estructura y la ubicación de los puntos de entrada y descarga de la corriente. 3.2.1(a) En la Zona de Entrada de la Corriente En la zona donde la corriente ingresa a la estructura, el desplazamiento negativo producirá la polarización catódica, y si la estructura ajena es de acero dulce, el efecto será beneficioso, ya que ésta estará recibiendo algo de protección catódica. Si la estructura está revestida y tiene su propio sistema de protección catódica, la polarización adicional producida por el ingreso de corriente de interferencia puede provocar el ampollado catódico del recubrimiento.


Interferencia 3:14

Si la estructura ajena no es de acero dulce sino de un metal anfótero, como aluminio, plomo o zinc, el elevado pH que se desarrolla en la interfase estructura/tierra a causa de la reacción de reducción puede provocar corrosión “catódica”. Los metales anfóteros son susceptibles a la corrosión tanto a pH bajo como alto, como muestra la Figura 3-16 para el aluminio y el zinc.

pH AcidoAlacalino

10

20

30

40

50

60

70

ZnA l

14 3 2567910111 2 1 31 4 8

Figura 3-16: Comparación de Zn y Al para la Resistencia a la Corrosión en Función del pH

El aluminio es especialmente sensible al ataque por pH elevado. Generalmente se usa el aluminio para sistemas de irrigación enterrados, tubos de distribución de gas en zonas rurales, conductores secundarios de distribución de AC y el encamisado o forrado (sheathing) en cables de comunicación. El encamisado o forro de plomo solía usarse en cables de AC enterrados. Una tubería de hormigón pretensado (PCCP) usado tanto en cloacas y transporte de agua se compone de un cilindro interno de acero dulce sobre el cual se instala un alambre de acero pretensado bobinado, para conferirle resistencia al cilindro de hormigón/acero. Las Figuras 3.17a. y 3-17b. muestran secciones transversales comunes en los dos tipos de PCCP.


Interferencia 3:15

P est e ssin g


a. Tubería Revestida Interiormente (Lined Cylinder Pipe)

Cement Mortar Placedin Field or Other Protection

Concrete Core

Steel Spigot Ring

Rubber Gasket

Steel Bell Ring

Grout JointAfter Installation

Cement - Mortar Coating

Prestressed Wire

Steel Cylinder

b. Tubo Cilíndrico Embebido (Embedded Cylinder Pipe)

Figura 3-17: Vista Transversal de Junta para los dos Tipos de PCCP Fuente: Prestressed Concrete Pressure Pipe-Steel Cylinder Type for Water and Other Liquids, AWWA Standard C301,

American Water Works Association, Denver, CO

El alambre usado para pretensar estos caños normalmente es de acero trefilado en frío con una resistencia de tracción en el orden de 200 ksi. El endurecimiento de la superficie del alambre de acero trefilado en frío, lo hace susceptible a la fractura por hidrógeno. Se recomienda limitar el potencial polarizado a –970 mVcse o menos negativo, para minimizar la producción de hidrógeno atómico. Si una corriente de interferencia provoca una polarización catódica excesiva, podría producirse una falla catastrófica. Si la estructura ajena está recubierta en la zona de entrada de la corriente de interferencia, el revestimiento puede ampollarse o despegarse. El ampollado del recubrimiento está producido por la acumulación de presión debajo del

Cement Mortar Placedin Field or Other Protection

C on crete C o reSt eel Sp ig o t R in g

Rubber Gasket Steel Bell Ring

Gro u t Jo in tA f ter Ins t allation

Cement - Mortar CoatingPrestresse d W ire

Steel C y lin d er

r r W ire and Wire FabricA o u n d B ell o T h icker r r Bell Ringa n d W i e F ab r ric

Interferencia 3:16

revestimiento, debida al movimiento electro-osmótico del agua a través del mismo (Figura 3-18). El elevado pH producido por la reacción de reducción en la superficie metálica puede atacar las uniones que mantienen el revestimiento adherido o una capa superficial de óxido, despegando el recubrimiento.

substrato metálico

OH_OH_

OH_OH_OH_OH_ OH_ OH_OH_

H O2 H O2suelo

Figura 3-18: Ampollado/Despegue Catódico del Revestimiento Protector 3.2.1(b) A lo Largo de la Estructura Por lo general, la corriente de interferencia no causa daños entre los puntos de entrada y descarga de la corriente, a menos que la corriente sea muy grande o que la estructura no tenga continuidad eléctrica. Si la estructura no tiene continuidad eléctrica, lo cual es generalmente el caso con las tuberías de hierro dúctil de distribución de agua o las tuberías de transporte PCCP, la resistencia de la estructura (Rs) es mayor que si tuviera continuidad eléctrica. Esto reduce la magnitud de Is, pero genera un patrón de descarga/ingreso de corriente en cada discontinuidad eléctrica, como muestran las Figuras 3-19a y 3-19b.

En muchas de estas estructuras, no todas las juntas son discontinuas; habrá corrosión localizada en la zona en que se descarga la corriente en cada junta discontinua. En tuberías de agua y cloacas, no sólo hay un camino para la corriente a través del suelo, sino también un camino interno a través del medio acuoso, como ilustra la Figura 3-19b.

Is I3

juntas sin continuidad eléctrica

Is Is

Figura 3-19a: Descarga y Entrada de Corriente Vagabunda a través de la Tierra, Sorteando una Junta Eléctricamente Discontinua


Interferencia 3:17

sello de goma

medio acuoso

Figura 3-19b: Descarga y Entrada de Corriente Vagabunda a través del Medio Acuoso Interno,

Sorteando una Junta Eléctricamente Discontinua Tipo Campana/Espiga en una Tubería de Hierro Dúctil

La corriente en un sistema de distribución AC también puede afectar las características de transformación de los transformadores de distribución. Normalmente, en el transformador de distribución de AC que suministra el servicio AC a un transformador-rectificador de corriente impresa, hay un cable de puesta a tierra que va desde el neutro AC hasta una jabalina de puesta a tierra en la base del poste donde está montado el transformador . Al estar relativamente cerca del dispersor, la jabalina de puesta a tierra recogerá corriente de interferencia, que será conducida a través del neutro de distribución y del conductor de fase AC hasta la tierra en transformadores remotos, ya que la corriente continua no encuentra una gran resistencia a través del bobinado del primario. La Figura 3-20 muestra un esquema de este circuito.

CPgroundbed

Remote DistributionTransformer

Is,2

L1

L2

N

N

Is

Is,2

Is,1

L

N

T/R

CP AC DistributionTransformer

Is

Transformador de distribución remoto

Transformador de PC de distribución de corriente alterna

Dispersor de PC

Figura 3-20: Circuito de la Corriente de Interferencia en un Sistema Eléctrico de Distribución de Corriente Alterna

La corriente continua en el bobinado del primario o del secundario de un transformador producirá un flujo magnético en el núcleo del transformador que tenderá a saturarlo, arruinando su capacidad de transformar el voltaje. Éste es un efecto perjudicial que se suma a los daños producidos por la corrosión, resultado


Interferencia 3:18

de una corriente de interferencia que se descarga desde la jabalina de puesta a tierra en el transformador de distribución remoto.

3.2.1(c) Efectos en la Zona de Descarga de la Corriente de Interferencia Al investigar la corriente de interferencia, debe prestarse especial atención a identificar la zona en que ésta se descarga, ya que éste es el sitio más probable para la corrosión de cualquier estructura metálica. Cuando una corriente se transfiere de una estructura metálica a la tierra, como muestra la Figura 3-21, lo hace mediante una reacción de oxidación que convierte la corriente electrónica en corriente iónica.

OXIDACION

tierra(iones)

Is

Is

Is

estructurametálica

(electrones)

Figura 3-21: Descarga de Corriente desde una Estructura Metálica hacia la Tierra mediante una Reacción de Oxidación

La reacción de oxidación genérica es la corrosión del metal, como vemos en la Ecuación 3-6. Mo Mn+ + ne– [3-6] Para el acero, la reacción de oxidación es Feo Fe++ + 2e– [3-7] La descarga de una corriente de interferencia desde una estructura metálica puede no provocar el ataque corrosivo, si la estructura recibe protección catódica, como vemos en la Figura 3-22.


Interferencia 3:19

OXIDACION

Is

Is

Is

REDUCCION

Icp

Icp

Icp

Icp

tierraestructurametálica

Figura 3-22: Descarga de Corriente desde una Estructura Metálica Protegida Catódicamente hacia la Tierra mediante una Reacción de Oxidación

La corriente de protección catódica se transfiere a través de la interfase metal/tierra mediante una reacción de reducción que produce iones oxhidrilo en cualquiera de las dos reacciones:

O2 + 2H2O + 4e– 4OH– [3-8] 2H2O + 4e– H2 + 2OH– [3-9] En presencia de una concentración elevada de oxhidrilos, se hace posible la reacción de oxidación de la Ecuación 3-10 que involucra la oxidación de oxhidrilos para formar oxígeno y agua. 4OH– O2 + 2H2O + 4e– [3-10] Esta reacción no consume átomos metálicos, y por lo tanto, no produce daños por corrosión. Por lo tanto, mientras el potencial polarizado en la interfase estructura/electrolito no se haga más electropositivo que el criterio de protección catódica (es decir, –850 mVcse), no habrá corrosión. Si el metal tiene una película superficial de pasivación o es un material relativamente inerte, como es el caso de algunos materiales usados como ánodos de corriente impresa, no toda la corriente de interferencia se transferirá necesariamente mediante una reacción de corrosión. Si la corriente de interferencia polariza la superficie metálica en sentido electropositivo hasta la línea del oxígeno del diagrama de Pourbaix, es probable que se produzca la hidrólisis1 de las moléculas de agua mediante la reacción indicada en la Ecuación 3-11. 2H2O 4H+ + O2 + 4e– [3-11]

1 La hidrólisis se define como una reacción de descomposición doble que resulta en la división del agua en los iones que la componen y la formación de una base o ácido débil o ambos. CRC Handbook of Chemistry and Physics, CRC Press, 53rd Edition, 1972-1973, PF-83


Interferencia 3:20


Esta reacción de oxidación no consume la superficie metálica, pero sí produce un pH ácido debido a la producción de iones hidrógeno (protones) 3.2.2 Mitigación de los Efectos de la Interferencia Proveniente

de los Sistemas de Protección Catódica Para disminuir los efectos perjudiciales de las corrientes de interferencia generadas por los sistemas de protección catódica, pueden usarse varios métodos:

• Remover la fuente o reducir la salida de corriente. • Instalar accesorios de aislación eléctrica en la estructura interferida. • Enterrar un escudo o pantalla metálica paralela a la estructura interferida en la

zona de ingreso de la corriente de interferencia. • Instalar protección catódica adicional en las zonas de descarga de corriente

de la estructura interferida. • Instalar un puente o unión entre la estructura interferente y la interferida. • Aplicar un recubrimiento a la estructura interferida en la zona de ingreso de la

corriente de interferencia o a la estructura interferente en la zona donde recoge la corriente de interferencia que retorna.

Antes de encarar cualquier medida de mitigación, deben llevarse a cabo ensayos de interferencia mutua en los que se interrumpe cíclicamente la salida de la fuente sospechosa y se realizan mediciones de campo en presencia de representantes de las empresas dueñas de las estructuras interferente e interferida. Los casos de interferencia frecuentemente se informan a través de comités locales de electrólisis, especialmente en los casos en que pueda haber más de una parte interesada afectada por la interferencia. En el caso de que se establezca la necesidad de tomar medidas de mitigación, la(s) técnica(s) de mitigación aceptables para todas las partes dependerán de la ubicación y severidad de la interferencia, de las preferencias operativas de la protección catódica para cada parte y de los costos relativos de capital y mantenimiento de cada una de las opciones de mitigación. 3.2.2(a) Remoción de la Fuente o Reducción de la Salida Resulta difícil proponer la remoción de la fuente si el sistema interferente estaba funcionando antes de instalarse la estructura interferida. Sin embargo, en el caso inverso de que la fuente interferente haya sido instalada recientemente, este método resulta más atractivo.

Interferencia 3:21


Si la interferencia está causada principalmente por la proximidad entre la estructura interferida y el dispersor (cama de ánodos) interferente, puede no ser necesario remover el transformador-rectificador, sino simplemente reubicar el dispersor o reducir la salida de corriente. Puede usarse la Ecuación 3-5 u otras ecuaciones similares2 para estimar cuán remoto debe estar un dispersor determinado con respecto a una estructura ajena para minimizar los efectos de la interferencia. Sin embargo, hay que tener en cuenta que el aumento de potencial en cualquier punto a x distancia del dispersor es un porcentaje de la caída de potencial total con respecto al terreno remoto (Vx,re/Vgb,re × 100). Estará sólo en función de la configuración geométrica del dispersor (esto es, de su longitud, L) ya que la salida de corriente del dispersor y la resistividad del suelo no se modificarían. Por consiguiente, sólo el parámetro que representa la longitud en la ecuación afectará este porcentaje. Reducir la salida de corriente de la fuente también resulta una opción viable, siempre que se tomen precauciones para evitar que esta salida aumente de forma inadvertida.

3.2.2(b) Instalación de Accesorios Aislantes La instalación de accesorios aislantes como medida de mitigación de la corriente de interferencia constituye un intento de aumentar la resistencia (Rs) del camino de la estructura interferida, disminuyendo así la corriente de interferencia (Is). Esto no suele ser adecuado como único método. Ciertamente, la corriente de interferencia se reducirá, pero esta menor cantidad de corriente sorteará cada aislación en el camino del suelo, generando así diversos puntos de interferencia, como mostramos antes en la Figura 3-19a. Por lo tanto, puede resultar necesaria protección catódica adicional en cada junta aislante para contrarrestrar la corriente de interferencia residual. Es común la instalación de aislaciones para seccionar eléctricamente los sistemas de tuberías, como vemos en la Figura 3-23.

2Von Baekmann, Schwenk, and Prinz, Cathodic Corrosion Protection, 3rd Edition Gulf Publishing, 1997,

p.538-539.

Interferencia 3:22

T/R

Is'''Is'

Is''isolating


fitting

isolatingittingf

accesorio aislante

accesorio aislante

Figura 3-23: Corriente de Interferencia luego de la Instalación de Accesorios Aislantes

Por desgracia, la colocación de una aislación eléctrica muchas veces produce una situación de interferencia en la aislación. Por lo tanto, en redes de tuberías protegidas mediante sistemas de corriente impresa, la aislación eléctrica debe usarse en poca cantidad y, de ser usada, en cada punto de aislación eléctrica deben colocarse instalaciones para mitigar la interferencia prevista. 3.2.2(c) Instalar una Pantalla Metálica Junto a la Estructura Afectada La razón para la colocación de un conductor metálico enterrado es interceptar la corriente de interferencia, suministrando un camino alternativo de menor resistencia que la estructura metálica. Resultará más efectivo conectar el escudo metálico, que puede ser simplemente un cable o tubo desnudo, directamente al terminal negativo del transformador.rectificador que genera la interferencia, como muestran las Figuras 3-24 y 3-25, que a la estructura interferida.

estructura interferida

Icp

Is

pantalla desnuda

estructura con protección catódica

T/R

Figura 3-24: Uso de un Cable o Tubo Metálico Enterrado como Pantalla para Reducir la Interferencia

Interferencia 3:23

A


remoteearth

Ra,re

Rp,re

Rs,e

RsRs,re

Is

Icp'

Rc,p

Rc,aIcp

Icp


B

= shield resistance to earthRsh,e= shield cable lon

Rsh

Rsh,e

gitudinal resistanceRsh

terreno remoto

donde: Rc,a & Rc,p = resistencias de los cables

Rsh, e = resistencia de la pantalla a tierra

Rsh =resistencia longitudinal del cable de la pantalla

Figura 3-25: Modelo de Corriente de Protección Catódica con una Pantalla Metálica Enterrada Conectada al Terminal Negativo del Transformador-Rectificador

La otra alternativa (conectar la pantalla metálica enterrada a la estructura interferida) aumentaría la descarga de corriente de interferencia en el punto B. Este método de pantalla metálica enterrada es más efectivo cuando la estructura interferida está hecha de un material anfótero, o cuando existe el riesgo de que el recubrimiento se ampolle o se despegue. Esta técnica pone al sistema interferente en situación considerablemente desventajosa. Puede perturbar seriamente el patrón de distribución de la corriente a la estructura con protección catódica, e incluso hacer indispensable la instalación de unidades adicionales de protección catódica para compensar esta distribución de corriente desmejorada. 3.2.2(d) Instalación de Ánodos Galvánicos en la Estructura Interferida

en la Zona de Descarga de la Corriente de Interferencia Cuando la zona de descarga de la corriente de interferencia es muy localizada, por ejemplo en un cruce con la estructura interferente, y cuando la corriente de interferencia total (Is) es por lo general de menos de un amperio, es muy beneficiosa la instalación de ánodos galvánicos, como ilustra la Figura 3-26.

Interferencia 3:24

Test StationEstación de Medición


Figura 3-26: Mitigación de la Interferencia Usando Ánodos Galvánicos en la Zona de Descarga de la Corriente de Interferencia

Si la estructura interferida está revestida en el cruce, la resistencia del paso (Ra,p) a través de los ánodos galvánicos será mucho menor a la resistencia de la estructura interferida (Rs1,p) (ilustrado en el modelo de circuito eléctrico de la Figura 3-27). Si bien aún puede haber una corriente de interferencia residual (Is′′), se prevé que la corriente de protección catódica total (∑Icp) será mayor, asegurando así la total remediación de la interferencia.

remoteearth

Ra,re

Rp,reRc,p

Rc,a


Ra,p = anode(s) resistance to the interfering pipe

Icp

Icp

Rs,e

Ra,p Rs,p

Is

A

B

Is''Eg

Is' + Icp,g

Icp,g

Icp'

Icp'

Eg = galvanic anode driving voltage

Icp,g = anode(s) resistance to the interfering pipe

Figura 3-27: Modelo de Circuito Eléctrico para Mitigar la Interferencia en la Zona de Descarga de Corriente Usando Ánodos Galvánicos

InterferringStructure

Interferred-with Str u ctur e

Icp

I s , t Estructura que interfiere

Is'

I c pIcp

I c p

I c pI c p I s

I s 'Is''' Is'

I s

Is'

' I s '

Estructura interferida

terreno remoto

Icp,g = corriente de PC del ánodo galvánico

Eg = potencial impulsor del ánodo galvánico

Ra,p = resistencia del ánodo(s) al tubo interferente

Rc,a & Rc,p = resistencias de los cablesdonde:

Interferencia 3:25


Idealmente, los ánodos galvánicos estarían distribuidos a lo largo de la estructura interferente para minimizar la resistencia de este camino (Ra,p), por lo que la corriente de interferencia (I′s) es un gran porcentaje de la corriente de interferencia total (Is,t). La vida útil de diseño de los ánodos galvánicos debe tener en cuenta el consumo adicional a causa del componente de corriente de interferencia (I′s) de la salida total. Este método tiene varias ventajas:

• La estructura interferida puede mantener la independencia con respecto a la protección catódica.

• El drenaje de corriente de la protección catódica con ánodos galvánicos mejora el nivel de protección en los cruces, funcionando como un regulador que amortiguará cualquier eventual aumento de la corriente de interferencia (Is,t).

• Los requerimientos para el mantenimiento son menores que los de un puente o conexión directa.

Las desventajas son que este método es relativamente costoso comparado con una conexión directa, y que la capacidad de mitigar la corriente de interferencia es algo limitada. Para mitigar corrientes de intereferencia grandes puede usarse un sistema por corriente impresa, con el punto de drenaje en el cruce y el dispersor remoto de los dos sistemas de tuberías. 3.2.2(e) Instalación de un Sistema de Distribución por Corriente

Impresa en la Estructura Afectada en la Zona de Descarga de la Corriente de Interferencia

La situación de interferencia ilustrada en la Figura 3-5 resulta en un típico perfil de potencial a lo largo de la estructura interferida, en el que la descarga de corriente de interferencia (+ΔE) se produce muy lejos de donde la corriente es capturada, aguas arriba y debajo de este punto (end-wise fashion), como puede apreciarse en la Figura 3-28.

Interferencia 3:26

A B


Distance

ES/S

+ E + E

- E

distancia

Figura 3-28: Cambios en el Perfil de Potenciales en una Tubería en la que la Corriente de Interferencia se Descarga Aguas Arriba y Abajo, de donde es capturada.

Aunque el desplazamiento positivo del potencial sea pequeño, la longitud de la descarga puede ser extensa. En estas condiciones, la instalación de un sistema de corriente impresa en las zonas de descarga (A y B) puede ser un medio eficaz de contrarrestar la interferencia. Es necesario tomar precauciones para que los sistemas de corriente impresa no generen interferencia en la estructura originalmente interferente. 3.2.2(f) Instalación de un Puente entre las Estructuras Interferida e

Interferente Probablemente, el método más común de mitigación de la interferencia sea la instalación de un puente (bond); generalmente este puente introduce una cierta resistencia entre las dos estructuras y se instala en la zona de máxima descarga de corriente, por ejemplo, en un cruce, como vemos en la Figura 3-29.

Interferencia 3:27

cable del puente

cable del puente

resistencia variable

estación de medición

estructura interferida

electrodo de rererencia enterrado

cable del puente y estación de medición

estructura interferente

Figura 3-29: Mitigación de la Interferencia Mediante un Puente (Bond) con Resistencia El modelo del circuito eléctrico es similar al de la Figura 3-27, pero aquí la resistencia del puente (Rb) reemplaza a la resistencia del ánodo galvánico (Ra,p) en el circuito. Generalmente, la resistencia del puente se determina monitoreando el potencial de la estructura interferida, mientras se ajusta la resistencia hasta que la estructura interferida vuelve a su criterio de protección catódica (o a su potencial natural, en el caso de una estructura sin protección catódica). Una posibilidad opcional pero efectiva, es instalar un electrodo de referencia de zinc entre las dos estructuras, en el cruce. Un puente con resistencia no eliminará toda la descarga de corriente en el cruce, ya que habrá una descarga residual de corriente de interferencia (Is′′) que deberá tener que deberá ser compensada por el sistema de protección catódica de la estructura interferida. Las principales ventajas de los puentes de resistencia por sobre otros métodos de mitigación son:

• Instalación relativamente barata • Fáciles de ajustar si varía la magnitud de la corriente de interferencia • Elevada capacidad de corriente

Las desventajas de los puentes de resistencia son:


Interferencia 3:28

• Vulnerabilidad a los transitorios de corriente de falla en AC, que pueden quemar el resistor si no está protegido con dispositivos adecuados que puedan absorber estas corrientes AC.

• Al conectar las dos estructuras a través de un puente de resistencia, los cambios en la protección catódica de cualquiera de las estructuras afectará los niveles de protección en la otra estructura

• Los relevamientos para medir los potenciales polarizados en cualquiera de las estructuras pueden requerir de la interrupción sincronizada del puente o de los sistemas de corriente impresa en ambas estructuras

• Los puentes de resistencia se consideran componentes críticos, y la reglamentación vigente exige su inspección periódica.

3.2.2(g) Uso de Recubrimientos para Mitigar los Efectos de la

Interferencia La aplicación de un recubrimiento constituye un intento de aumentar la resistencia del camino de la corriente de interferencia, reduciendo así su magnitud. Si se lo usa como método único, el revestimiento deberá aplicarse en las zonas de ingreso de corriente. Si la zona de descarga de una estructura está revestida, se corre el riesgo de una falla debida a la elevada densidad de corriente que se descargará a través de un holiday en el revestimiento. Existen dos zonas de ingreso de corriente—una en la estructura interferida y otra en la estructura interferente cercana a la zona de descarga de la corriente de interferencia, como vemos en la Figura 3-30.

T/R

IsIs

I1

coated pipe sectionstramos de tubo revestido

Figura 3-30: Uso de un Recubrimiento Dieléctrico para Mitigar la Interferencia


Interferencia 3:29


Esta técnica es fácil de implementar en una estructura nueva, en la que puede usarse un recubrimiento de alta calidad en las zonas en que se prevé el ingreso de la corriente de interferencia; sin embargo, puede no resultar práctica para estructuras ya instaladas.

3.2.3 Otras Fuentes de Corriente Continua de Interferencia Además de los sistemas de protección catódica por corriente impresa, existen otras fuentes de corriente continua de interferencia:

• Sistemas de transporte en DC • Equipos de soldadura DC • Sistemas de Transmisión de DC en Alta Tensión (HVDC) • Sistemas ferroviarios DC en minas

Debido a la carga variable presente en estas fuentes, la corriente de interferencia es dinámica (es decir, los efectos varían en magnitud y muchas veces en ubicación a lo largo del tiempo). En la Sección 3.4 de este capítulo se analizará otra fuente de corrientes vagabundas dinámicas, las corrientes telúricas.

3.2.3(a) Sistemas de Transporte en DC La electrificación de los sistemas de transporte en toda Norteamérica a fines del 1800, dio por resultado una considerable corrosión por interferencia en las tuberías de agua de fundición de hierro gris. Muchos de los primeros intentos para mitigar esta interferencia, condujeron luego al desarrollo de la tecnología de protección catódica.3

3 Kuhn, R.J., Cathodic Protection of Underground Pipelines from Soil Corrosion, API Proceedings, Nov.

1933, Vol. 14, p.164.

Interferencia 3:30

subestación de corriente

continua

tierra

entrada

IsIs

IL

Ie

IR

Ie

I s

descarga

conductor de energía aéreo

estructura metálica (por ej., tubería de agua)

vías

Figura 3-31: Típicos Caminos de la Corriente de Interferencia Alrededor de un Sistema de Transporte

DC

La corriente de carga (IL), después de pasar por el motor del vagón, se divide en varios caminos, según la resistencia de cada uno de ellos. Por lo tanto: IL = IR + Is + Ie Si bien las vías constituyen un camino con resistencia relativamente baja, la pérdida de corriente desde ellas puede ser del 5-10% de la corriente de carga. Si bien éste parece un porcentaje pequeño, las corrientes vagabundas resultantes pueden ser muy grandes, ya que la corriente de carga de arranque puede ser de varios cientos de amperios para cada vagón, e incluso de muchos miles de amperios en el caso de un subterráneo (metro). No sólo variará la magnitud de la corriente vagabunda en función de la hora del día y de si el vehículo acelera o desacelera, sino que cambiará también la ubicación de ingreso de corriente a la estructura metálica a medida que el vehículo se mueve por las vías. Por lo tanto, si registramos el potencial estructura-suelo, obtendremos un gráfico dinámico como el de la Figura 3-32.


Interferencia 3:31

-3500

-3000

-2500

-2000

-1500

-1000

-500

010

:00

11:0

0

12:0

0

13:0

0

14:0

0

15:0

0

16:0

0

17:0

0

18:0

0

19:0

0

20:0

0

21:0

0

22:0

0

23:0

0

0:00

1:00

2:00

3:00

4:00

5:00

6:00

7:00

8:00

9:00

10:0

0

Time

Pote

ntia

l wrt

CSE

(mV)

Figura 3-32: Típico Registro del Potencial Estructura-Suelo en Función del Tiempo, Causado por la

Interferencia Proveniente de un Sistema de Transporte DC

El registro de potencial en función del tiempo de los efectos de la corriente de interferencia proveniente de un sistema de transporte DC tiene un patrón muy específico. Encontramos en él considerables fluctuaciones de potencial durante las horas pico de la mañana y la tarde, una actividad restringida en la mitad del día y en la noche, y ningún cambio en la madrugada. Si bien las zonas de ingreso de corriente varían en función del tiempo, los puntos de descarga se encuentran generalmente cerca de las puestas a tierra de la subestación generadora. En zonas urbanas, la corriente vagabunda localizada puede descargarse desde las tuberías de agua sorteando las juntas en las que no hay continuidad eléctrica y desde los cruces con otras instalaciones, remotas con respecto a la puesta a tierra de la subestación. Para determinar el impacto de las corrientes de interferencia provenientes de sistemas de transporte en zonas urbanas, es necesario contar con una cantidad considerable de registros de potencial y de corriente, comenzando cerca de las subestaciones y a lo largo de la traza del sistema de transporte. Un método para analizar la actividad de corrientes vagabundas dinámicas consiste en la construcción de curvas “beta” a partir de las mediciones de corriente y potencial. Esta técnica no está cubierta en este curso, pero se la analiza extensivamente en el Curso de Interferencia de NACE.


Interferencia 3:32


3.2.3(a)(i) Mitigación de las Corientes Vagabundas Provenientes de Sistemas de Transporte Los métodos de mitigación para minimizar los efectos perjudiciales de las corrientes vagabundas provenientes de los sistemas de transporte DC, son similares a los que se usan para mitigar las corrientes vagabundas provenientes de sistemas de protección catódica, e incluyen:

• Aislación eléctrica de vías y subestación • Puentes (bonds) eléctricos • Interruptores para revertir la corriente (reverse current

switches) • Puentes de drenaje forzado (forced drainage bonds) • Protección catódica

En los sistemas de transporte ya instalados, se ha logrado reducir significativamente la corriente de interferencia mejorando la aislación entre las vías y el balasto. Esto se consigue instalando parches aislantes entre la vía y las fijaciones (ties) , entre los placas de apoyo (hold-down plates) y la vía, y verificando que el balasto tenga un buen drenaje. Estas medidas, junto con la desconexión de los rieles negativos de las puestas a tierra eléctricas, han demostrado ser relativamente exitosos en muchos casos. Desconectando la subestación DC de la puesta a tierra eléctrica, se permite que los rieles y los vehículos de transporte “floten” eléctricamente. Esto requiere luego la instalación de llaves (switching devices) que conecten los rieles a tierra, si se excede un determinado potencial riel-tierra. Por lo tanto, una vez activados estas llaves, se pierde la efectividad de la aislación de la subestación para minimizar la actividad de la corriente vagabunda. Para sistemas de transporte nuevos, se ha extendido la práctica de aislar eléctricamente todo el alojamiento del riel si está inmersa en la superficie de la calle (Figura 3-33a) o aislar los rieles de los elementos de fijación (ties) (Figura 3-33b).

Interferencia 3:33


Figura 3-33b: Instalación tipica de un riel aislado Typical Direct-Fixation Fuente: Fitzgerald J.H. and Lauber, M.D.,

Stray Current Control for the St. Louis Metrolink Rail System, MP, 34, 1, (1995): p.22.

PolyurethaneSealant Flangeway

115 RE Rail

Elastomer Pad

Figura 3-33a: Instalación Tìpica de un Riel Inmerso Fuente: Sidoriak, W., Rail Isolation on the Baltimore Central Light Rail Line, MP, 32, 7, (1993): p.36.

Algunos sistemas de transporte utilizan un riel aislado y separado (o “cuarto riel”) como camino de retorno de la corriente, lo cual elimina la necesidad de aislar los vias donde se mueven los vagones (running rails). Los primeros intentos de mitigar los efectos corrosivos de las corrientes vagabundas provenientes de sistemas de transporte, incluían llevar puentes desde las instalaciones hasta el colector negativo de cada subestación. Esto suministraba un camino electrónico para el retorno de la corriente vagabunda, reduciendo así la cantidad de corriente en el paso electrolítico, como puede verse en la Figura 3-34.

Figura 3-34: Instalaciones Típicas de un Sistema de Drenaje en una Subestación de Transporte Las instalaciones como cables de energía cubiertos con plomo, tuberías de acero para el transporte de gas, puestas a tierra del sistema de comunicaciones y tuberías de agua de hierro, se conectaban en serie con un interruptor y un shunt al colector

shunt

Is,2

I s , 1

3-3 PVC 20 Millyethyleneeets

0 Mil leet BottomTrough

36 Mils ofCoal Tar Epox

PoSh

Sh onof

y

Third PourFiber Concrete

Second PourFiber Concrete

rst ourConcrete Slab

tructurallynforced

Fi P

SRei

PreR T

formedail rough

ConcreteInvert

Rail

ConcreteTie

Rail Clip

barra ómnibus positiva barra ómnibus negativa sub- estación DC

al 3er. riel

rieles

estructuras metálicas

Interferencia 3:34

negativo. El shunt suministra un medio para registrar la magnitud y dirección de la corriente vagabunda. Una de las debilidades de este drenaje es que, al suministrar un paso directo de baja resistencia para la corriente vagabunda, las estructuras enterradas recogen más corriente. Para estructuras con discontinuidades eléctricas, como tuberías de agua de hierro, esto puede dar por resultado una corrosión más severa en las juntas aislantes. Una segunda desventaja del sistema de drenaje mediante un puente directo, es que, allí donde hay varias subestaciones y muchos trenes, las instalaciones representan un paso alternativo hacia los rieles entre subestaciones, y las corrientes vagabundas pueden llegar a revertirse. La Figura 3-35 ilustra esta situación.


3rd rail

running rails

busbus

''IL,B

''IL,B

+ IL,B''

+ IS,A''IL,A

IL,A' L

IL,BIL,A

utilities

SS'A'

SS'B'

''IL,A

''IL,A

+ IS,B''IL,B

''IL,A + IL,B'

bus bus

barra omnibus

barra omnibus

barra omnibus

barra omnibus3er riel

vias

servicios

Figura 3-35: Esquema de la Corriente que Circula entre las Subestaciones de Transporte a Través de Puentes Directos hacia las Instalaciones

Junto con la carga ubicada entre las subestaciones A y B, tomará algo de la corriente de carga de cada estación. La corriente de carga de cada subestación tiene un camino alternativo a través de los puentes, de regreso a su respectiva fuente. Para evitar que circule la corriente pueden instalarse interruptores de inversión de la corriente (reverse current switches) en cada puente. Estos accesorios presentan una resistencia elevada en una dirección y baja resistencia en la otra (dirección del drenaje deseado). Existen muchos tipos de interruptores de inversión de corriente, como puede verse en la Tabla 3-14, cada uno de los cuales posee distintas características de operación.

4 Munro, J.I., Comparison and Optimization of Reverse Current Switches, CORROSION/80, paper no. 142. (Houston, TX, NACE, 1980)

Interferencia 3:35

Tabla 3-1: Tipos de Interruptores de Inversión de Corriente (Reverse Current Switches)

Tipo Características

Electromagnético (relay) Requiere AC para hacer funcionar el relay, el relay debe conducir toda la corriente, puede resultar lento para abrirse

Diodos (germanio, silicio) Requiere un mínimo de 0.4V para conducir, tiene resistencia, está expuesto a fallas de picos de tensión y tensiones de ruptura inversa.

Híbrido (relay en paralelo con diodos)

Requiere un relay más pequeño ya que los diodos conducen la mayor parte de la corriente y están sujetos a tensiones de ruptura inversa.

Rectificador Controlado por Potencial (Figura 3-34)

Puede drenar toda la corriente de interferencia, pero son relativamente caros.

Si bien la protección catódica es beneficiosa en lo que se refiere a mitigar corrientes vagabundas provenientes de un sistema de transporte, con frecuencia estas corrientes son tan grandes que se descarta la mitigación con ánodos galvánicos. Por otra parte, es muy probable que los sistemas de corriente impresa de gran capacidad generen interferencia con otras instalaciones en una zona urbana. Por lo tanto, la protección catódica tiene una eficacia limitada. Una de las medidas más exitosas consiste en el uso de un puente de drenaje forzado (forced drainage bond). Como puede verse en la Figura 3-36, un puente de drenaje forzado está conectado en serie con un rectificador controlado por potencial.

rectificador controlado por

potencial

estructura

Is

Is

electrodo de referencia enterrado


Interferencia 3:36


Figura 3-36: Puente de Drenaje Forzado Usando un Rectificador Controlado por Potencial

La tensión de salida del rectificador de potencial constante varía según el potencial medido entre la estructura y un electrodo de referencia enterrado. Si el potencial medido es más positivo que el potencial fijado en el controlador, el voltaje de salida del rectificador aumenta para forzar más corriente a través del puente. Con una fuente de voltaje DC en serie con el puente, la resistencia de éste es negativa, lo cual garantiza que toda la corriente de interferencia será drenada de la estructura y que no queda corriente vagabunda residual en el suelo. Pero el controlador debe ajustarse para que no haya corriente en el puente durante los períodos de inactividad de la corriente vagabunda; si no, se corroerán los rieles del sistema de transporte y su sistema de puesta a tierra. Para ser completamente efectivo, el puente de drenaje forzado debe ubicarse en el punto de máxima descarga. Al igual que con un puente de resistencia, si la estructura no es eléctricamente continua un sistema de drenaje forzado agravará la corrosión en las juntas aislantes. 3.2.3(b) Sistemas de Transmisión Eléctrica de Alta Tensión y Corriente Continua (HVDC) Los sistemas HVDC, que transmiten energía eléctrica a lo largo de grandes distancias, aventajan en costo a la transmisión de corriente alterna a alta tensión (HVAC). En la transmisión HVDC no hay pérdidas inductivas o capacitivas, como en los sistemas HVAC, y para distancias de más de 800 km aproximadamente, el ahorro en energía justifica los costos extra de capital que implica construir estaciones de conversión AC/DC y sus extensos sistemas de puesta a tierra eléctrica. Los sistemas HVDC están construidos para operar en modo bipolar; es decir tienen un circuito positivo y un circuito negativo con grandes electrodos de puesta a tierra en cada terminal, como vemos en la Figura 3-37.

Interferencia 3:37

cables positivosId c

cables

AC / DC Conversores

negativos

consumo suministro

L > 800 kmId c

Figura 3-37: Esquema Eléctrico de un Sistema HVDC Las corrientes de una línea de corriente continua generalmente están en el rango de los 1000 A y las corrientes de desequilibrio varían entre el 1-2% de las corrientes de la línea. Estas corrientes tan pequeñas no representan un riesgo significativo como corrientes de interferencia o vagabundas con respecto a estructuras metálicas enterradas, ya que los electrodos se ubican intencionalmente alejados de otras instalaciones. Durante condiciones de operación de emergencia, cuando las redes de cables positivos o negativos están en falla o des-energizadas para realizar tareas de mantenimiento, la corriente de la línea pasa a través de la tierra mediante los electrodos de puesta a tierra. En estas circunstancias, el sistema opera en modo monopolar. Los electrodos de puesta a tierra de HVDC son grandes en comparación con los dispersores de corriente impresa, aunque frecuentemente se usan los mismos materiales que para los ánodos de protección catódica, como electrodos de hierro-silicio y coque. El electrodo típico tiene forma de anillo con un diámetro de aproximadamente 100 m y una profundidad de 1-2 m. A pesar de su gran tamaño y relativa remoticidad, el gradiente de potencial alrededor del electrodo puede apreciarse incluso a grandes distancias, si el electrodo está transmitiendo cientos de amperios. Por ejemplo, el aumento de potencial en la tierra a una distancia x de un electrodo de este tipo puede estimarse a partir de la Ecuación 3-12.

x2ρ I

V sexg, π

= [3-12]

donde: Vg,x = aumento de potencial con respecto al terreno remoto a x distancia del electrodo


Interferencia 3:38

Ie = corriente del electrodo ρs = resistividad del suelo x = distancia desde el electrodo datos: Ie = 500 A ρs = 50 Ω-m x = 1000 m

luego: 4V m1000 6.28

m- 50 A 500 V km 1 @x g, ≈

×Ω×

=

Por lo tanto, en estas condiciones una estructura metálica situada a 1 km del electrodo estaría expuesta a 4V durante la operación monopolar. Se argumenta que el sistema HVDC operará en modo monopolar sólo un pequeño porcentaje de tiempo. Sin embargo, los gradientes de potencial relativamente grandes pueden constituir un riesgo serio de corrosión acumulativa para algunas estructuras. Además, el efecto puede ser tanto un desplazamiento de potencial positivo como negativo en la estructura, como vemos en la Figura 3-38, dependiendo de cuál de los circuitos de energía haya salido de servicio.

Tiempo

- 4. 0

t1 t2 t3

- 3. 0

- 2. 0 - 1. 0

0. 0

+1. 0

t4

- E

+ E E s / s

( V ) c se

Figura 3-38: Gráfico de Potencial-Tiempo para una Estructura Metálica Interferida por un

Sistema HVDC

Supongamos que el gráfico de potencial de esta figura proviene de una estructura situada cerca del dispersor del extremo de alimentación. En este caso, el desplazamiento negativo de t1 t2 resultaría de una falla en el circuito positivo, y el desplazamiento positivo de t3 t4 resultaría de una falla en el circuito


Interferencia 3:39

negativo. Nótese que los desplazamientos de potencial no son necesariamente iguales, aún si la corriente de interferencia es la misma, ya que las características de polarización catódica y anódica pueden ser diferentes. La mayor parte de las estructuras no se extenderán a lo largo de los 800 km, ni estarán tan cercanas como para que resulte económico instalar un puente. Debido a los grandes desplazamientos de potencial, es posible que los ánodos galvánicos no compensen adecuadamente. El método de mitigación más práctico consiste en usar un sistema de corriente impresa con un rectificador controlado por potencial. Así, no sólo la fuente de protección catódica será capaz de contrarrestar los grandes desplazamientos positivos de potencial, sino que durante los períodos de desplazamiento negativo se apagaría, minimizando así la exigencia sobre el revestimiento, si la estructura fuera una tubería de acero revestido. 3.2.3(c) Operaciones de Soldadura DC Se sabe que las operaciones de soldadura en barcos y barcazas pueden generar interferencia por corrientes vagabundas, a veces tan severa que la embarcación llega a hundirse. La interferencia se genera cuando el negativo del generador que se usa para soldar está conectado a la puesta a tierra en el muelle y no hay una conexión eléctrica entre el muelle y la embarcación. En estas circunstancias, la corriente de soldadura, que puede ser de cientos de amperios, se descarga de la embarcación al muelle como se ve en la Figura 3-39.


Is

generador de soldadura dc

pilote de acero

Figura 3-39: Corriente Vagabunda Generada por Operaciones de Soldadura DC La interferencia se mitiga conectando la embarcación al muelle mediante un puente eléctrico o conectando el negativo del generador directamente a la embarcación.

Interferencia 3:40


Experimento 3-1: Mostrar la Interferencia DC y su Mitigación

3.3 Interferencia AC 3.3.1 Introducción La energía eléctrica proveniente de una línea de alta tensión aérea puede transferirse a una tubería mediante tres mecanismos: acoplamiento por conducción (durante condiciones de falla), acoplamiento electrostático o capacitivo, y acoplamiento electromagnético o inductivo. En este capítulo analizaremos cómo afecta cada uno de ellos a una tubería y cómo pueden predecirse y mitigarse estos efectos. Deberíamos hacer notar aquí que predecir los efectos de la interferencia AC es un tema complejo, que requiere operaciones matemáticas bastante sofisticadas. En este curso analizaremos algunos métodos para analizar estos efectos para unos pocos casos muy simples, pero la mayor parte de los problemas de este tipo sólo pueden resolverse usando técnicas de análisis complejas5 o a través de software especificos.6

Por el hecho de estar cerca de una línea de alta tensión AC, una tubería puede verse sujeta a la interferencia AC. Sin embargo, la gran mayoría de los problemas de interferencia son generados por sistemas de transmisión de energía trifásicos, ya que éstos conllevan corrientes elevadas (en condiciones de estado estacionario y de falla) y voltajes elevados, y es más probables que recorran largas distancias en paralelo a las tuberías, más que por ejemplo en los sistemas de distribución de baja tensión. Un sistema de transmisión de energía trifásico (3φ) consta de tres líneas, cada una de las cuales tiene la misma tensión a tierra y transporta aproximadamente la misma cantidad de corriente. Puede haber también uno o dos conductores 5“Power Line-Induced AC Potentials on Natural Gas Pipelines for Complex Rights-of-Way

Configurations,” Electric Power Research Institute, EPRI Report Nº EL-3106. 6“AC Predictive and Mitigation Techniques,” Pipeline Research Council International, Inc., PRCI Report

Nº PR-200-9414, May 1999.

Interferencia 3:41

adicionales, generalmente llamados conductores o alambres de guardia (shield wires), que corren entre las partes superiores de las estructuras de sostén de la línea (Figura 3-40). Si bien su propósito es proteger la línea de descargas atmosféricas más que transportar energía, los alambres de guardia (como cualquier conductor paralelo) afectan el modo en que la energía eléctrica se transfiere a una tubería. En un circuito trifásico, las ondas AC de cada una de las tres fases están a 120 grados unas de otras (Figura 3-41). Las ondas que tienen la misma frecuencia pero que comienzan y terminan en diferentes momentos, se dice que están “fuera de fase” una de otra. El punto donde comienza una onda sobre el eje de las x (en grados) se conoce como el ángulo de fase de la onda. Al analizar las ondas AC, se usa la notación de fase (phasor notation) para indicar tanto la magnitud como el ángulo de fase de la onda. Por ejemplo, en la Figura 3-41, las tres ondas de tensión se representarían como 0.7∠0°, 0.7 ∠120°, y 0.7 ∠240° en notación de fase.7

Figura 3-40: Típica Línea AC Trifásica (Configuración Horizontal con dos Hilos o Alambres de Guardia)

7Obsérvese que el voltaje de pico mostrado en la Figura 3-41 es de 1.0V, pero la magnitud que se presenta en nomenclatura de fase (phasor notation) es 0.7 V. Esto es porque cuando se discuten las magnitudes de AC en las ondas, los valores “rms” (por siglas en inglés de root mean square( más que los valores de pico son los utilizados. Para un onda sinusoidal, el valor “ rms” de tensión o corriente es

(aproximadamente igual a 0.7) veces el valor pico. 21


Interferencia 3:42

0

0 90 180 270 360

V1

-1

Angle (Degrees)

Angulo (grados)

Figura 3-41: Ondas de Voltaje AC en un Circuito Trifásico

3.3.2 Acoplamiento por Conducción Debido a Fallas 3.3.2(a) Descripción Un acoplamiento por conducción puede producirse cuando hay un cortocircuito línea-tierra o una falla en la línea. En líneas de alta tensión, lo más probable es que las fallas se den como resultado de descargas atmosféricas, que pueden ionizar el aire en la cercanía de un aislante. Generalmente, una línea de alta tensión experimenta una falla relacionada con descargas atmosféricas cada 100 km por año. Las fallas también pueden ser resultado de vientos fuertes, de fallas en las estructuras o aislantes de la línea, o de contactos accidentales entre la línea y otras estructuras, como grúas u otros equipos de construcción. En condiciones de falla, la corriente que abandona la línea eléctrica regresará a su fuente a través de todos los caminos disponibles, incluyendo los hilos o alambres de guardia de la línea y las estructuras metálicas enterradas, como tuberías. La cantidad de corriente que se transfiere a una tubería dependerá de las impedancias relativas de todos los pasos en paralelo disponibles a la corriente de falla. También estará en función de la distancia entre la estructura en falla y la tubería, la corriente de falla disponible, la impedancia a tierra de la estructura en condición de falla y la impedancia a tierra de la tubería. La corriente de falla es conducida a la tubería a través del recubrimiento. Cuanto mejor sea la calidad del revestimiento (es decir, a menor cantidad de holidays) y mayor sea su capacidad dieléctrica (es decir, su potencial de ruptura), tanto menor será la corriente transferida a la tubería.


Interferencia 3:43

Figura 3-42: Acoplamiento por Conducción en Condiciones de Falla Línea-Tierra 3.3.2(b) Efectos Perjudiciales Las corrientes de falla son mucho mayores en magnitud que las corrientes de líneas de alta tensión en estado estacionario, de modo que un acoplamiento por conducción puede resultar en voltajes muy elevados en la tubería; sin embargo, el lapso durante el cual estos voltajes están presentes en la tubería se limita a una fracción de segundo (generalmente, 0.1 segundos) debido a los dispositivos de protección del sistema eléctrico. Pero inclusive en estos cortos lapsos de tiempo, pueden transferirse grandes cantidades de energía a la tubería, que resultan en daños al revestimiento o incluso a una falla o rotura de la tubería debida a la fusión o fractura de la pared del tubo. Los elevados voltajes que resultan de un acoplamiento por conducción constituyen un peligro para la seguridad del personal que trabaja en la tubería y hasta del público en general, en el caso de que los cables de medición y los componentes de la tubería sean accesibles. Mientras que los shocks eléctricos pueden ser dolorosos y resultar en la pérdida del control muscular con corrientes de menos de 50 mA en el cuerpo humano, el riesgo principal para los shocks de corta duración producidos por las corrientes de falla es la fibrilación ventricular, que puede producirse a corrientes de más de 50 mA en el cuerpo y que seguramente se producirá a corrientes de más de 100 mA. La fibrilación ventricular produce la total pérdida de coordinación del corazón debido a la interrupción de sus señales eléctricas, y produce la muerte en caso de que no se aplique la desfibrilación (esto es, un fuerte pulso eléctrico para devolver el corazón a su patrón normal de latidos).


Interferencia 3:44

Puede producirse un shock eléctrico cuando una persona toca una estructura energizada, o incluso cuando una persona está simplemente parada en la cercanía de una estructura energizada en contacto con la tierra. Por ejemplo, la estructura de la Figura 3-43 está energizada, con un voltaje de 10 kV. La corriente de falla IF pasa a la tierra a través de la estructura, generando un gradiente de potencial. Si una persona toca la estructura, estará expuesta a 2 kV, ya que ésta es la diferencia de potencial entre la estructura y el punto sobre la tierra donde está parada la persona. Una segunda persona, que no está tocando directamente la estructura, estará expuesta a 1 kV, ya que ésta es la diferencia de potencial entre los dos puntos de la tierra en que la persona está parada. Por lo general, el “voltaje de contacto” (touch voltage) se define como la diferencia de potencial entre una estructura metálica en contacto con la tierra y un punto de la superficie de la tierra a una distancia igual al alcance horizontal máximo normal (aproximadamente 1 m). El “voltaje de paso” (step voltage) es la diferencia de potencial entre dos puntos sobre la superficie de la tierra a una distancia de un paso (aproximadamente 1 m) en la dirección del máximo gradiente de potencial.

IF

10 kV

7 kV

8 kV

9 kV

Step Potential = 1 kVTouch Potential = 2 kVPotencial de Contacto Potencial de Paso

Figura 3-43: Ejemplo de Tensiones de Contacto y de Paso en una Estructura Enterrada Energizada 3.3.2(c) Predicción y Mitigación La mayor preocupación en lo que se refiere a la transferencia de corriente de falla entre una línea eléctrica en falla y una tubería, es si hay o no suficiente energía disponible para generar un arco eléctrico a través del suelo. De ser éste el caso, el paso de corriente a través del suelo hacia la tubería se ioniza, resultando en corrientes y densidades de corriente mucho mayores que en condiciones normales


Interferencia 3:45

de conducción a través del suelo, lo que conduce a un mayor riesgo de daño a la tubería. El modo más efectivo para prevenir arcos durante las fallas es mantener una distancia segura entre las estructuras de la línea eléctrica y la tubería. Por lo general, las distancias mínimas las especifica tanto la compañía eléctrica como la compañía propietaria de la tubería; sin embargo, las distancia seguras para evitar los arcos deben calcularse o determinarse a partir de relevamientos. Sunde8 ofrece un cálculo de este tipo: las siguientes ecuaciones sirven para calcular la distancia r (m) a través de la cual puede producirse un arco voltaico, teniendo en cuenta la resistividad del suelo ρ (Ω-m) y la magnitud de la corriente de falla If (kA). m)- 1000 (ρ ρ I0.047 r m);- 100 (ρ ρ I0.08 r ff Ω≥⋅=Ω≤⋅= [3-13] Si no es posible mantener las distancias seguras, pueden usarse electrodos interceptores (screening electrodes) para interceptar la corriente de falla. Estos consisten generalmente en cintas de zinc o paquetes de anodos de sacrificio conectados directamente a la tubería, instalados entre la tubería y la estructura de la línea eléctrica. Si bien los electrodos interceptores pueden evitar el daño al tubo en el punto de recolección de la corriente de falla, disminuyen la resistencia entre la tubería y la línea eléctrica, facilitando a la corriente el paso a través de la tubería. Dado que esto posiblemente aumentaría el riesgo de daños a la tubería en los puntos de descarga de la corriente de falla, este tipo de electrodos debe usarse con precaución. Es imposible determinar cuándo, dónde o cómo se producirá una falla, de manera que resulta difícil predecir sus efectos y la mitigación requerida para proteger a la tubería y al personal. Cuando la probabilidad de una falla es mayor de lo normal (por ejemplo, durante tormentas eléctricas, tormentas de hielo, vientos fuertes), es recomendable evitar las actividades que requieren contacto con el caño (como relevamientos, instalación de CP, mantenimiento de la tubería) para minimizar la posibilidad de un shock eléctrico. Las compañías que administran la tubería también deberían tomar recaudos especiales con tuberías ubicadas en corredores de líneas de alta tensión, para asegurarse de que el público no tenga acceso a los componentes de la tubería ni a los cables de medición de protección catódica, donde podría entrar en contacto con voltajes peligrosos. En estos casos, debe considerarse el uso de estaciones de medición cerradas (Figura 3-44) y estaciones de medición denominadas “dead-front” (Figura 3-45).

8 Sunde, E.M. “Earth Conduction Effects.” Dover Publications, 1968, p.296-298.


Interferencia 3:46

Figura 3-44: Estación de Medición Cerrada Figura 3-45: Estación de Medición “Dead-Front” De producirse un shock eléctrico, el objetivo de un sistema de mitigación consiste en limitar la corriente que pasa a través del cuerpo de una persona hasta un valor que pueda tolerarse (es decir, un valor que no produzca fibrilación ventricular). Esto puede lograrse minimizando el voltaje al cual puede estar expuesta la persona o aumentando la resistencia del cuerpo de la persona. La máxima corriente que puede tolerar un cuerpo humano, IB, depende de la duración del shock t

B

S (en segundos) y el peso corporal, y se calcula de la siguiente manera:9

kg) 70 de cuerpoun para ( t

0.157 IS

B = ) kg 50 de cuerpoun (para t

0.116 IS

B = [3-14]

Considerando la resistencia de un cuerpo humano y la resistencia de contacto entre los pies y la tierra (que depende de la resistividad del suelo ρ en Ω-m), se han desarrollado ecuaciones para la industria eléctrica para predecir los máximos voltajes que pueden tolerarse desde la mano hasta el pie (voltaje de contacto, touch voltage) o desde un pie hasta el otro (voltaje de paso, step voltage) para distintos pesos corporales:10

9“IEEE Guide for Safety in AC Substation Grounding,” Institute of Electrical and Electronics Engineers,

ANSI/IEEE Std. 80-1996. 10“IEEE Guide for Safety in AC Substation Grounding,” Institute of Electrical and Electronics Engineers,

ANSI/IEEE Std. 80-1996.


Interferencia 3:47

( ) t

0.1576ρ 1000 VS

step70+= ( )

t0.1166ρ 1000 V

Sstep50

+=

[3-15]

( ) t

0.1571.5ρ 1000 VS

touc 70+=h ( )

t0.1161.5ρ 1000 V

Stouc 50

+=h

[3-16]

El valor de la resistencia de los pies en contacto con la tierra, es una función de la resistividad del terreno, como se puede ver de las ecuaciones presentadas más arriba, en donde se asume una resistividad homogénea para la resistividad del suelo. El agregado de una capa relativamente fina de material de alta resistividad, tal como piedra partida (3000 Ω-m), puede elevar considerablemente esta resistencia de contacto. De acuerdo con la Norma IEEE 80, primero se debe calcular la resistencia a tierra de los pies asumiendo un valor de resistividad del material superficial de que se trate, y luego multiplicarla por un factor de corrección para tener en cuenta que por debajo del material de alta resistividad hay material (suelo) de menor resistividad. Este factor de corrección puede ser estimado utilizando la Ecuación 3-17.10

09.02

109.01

+

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−

−=s

ss h

Cρρ

[3-17]

donde:

Cs = factor de corrección de la capa superficial ρ = resistividad del suelo por debajo, Ω-m ρs = resistividad de la capa superficial, Ω-m hs = espesor de la capa superficial, m

El valor de ρ que se usa en estas ecuaciones es la resistividad del material que está inmediatamente debajo de los pies de una persona. Por lo tanto, colocando una fina capa de material de alta resistividad, como piedra partida o grava (3000 Ω-m) sobre el suelo cerca de un componente de la tubería o de una estación de medición, el voltaje tolerable en caso de que se produzca una falla aumenta considerablemente. Ejemplo: Una tubería que corre paralela a una línea eléctrica tiene un voltaje

máximo a tierra de 500 V durante 1/2 segundo durante una falla línea-tierra. Calcule el potencial de contacto tolerable para una


Interferencia 3:48

persona de 50 kg que esté tocando un componente de la tubería en el momento de la falla, considerando que está parada sobre un suelo de 50 Ω-m, y determine una medida de mitigación apropiada.

( )S

touch t116.0 5.11000 V

50ρ+=

( ) V176 5.0

116.0 505.11000 V50touch =×+=

El máximo potencial de contacto que resistiría esta persona es de 176 V. Para aumentar el voltaje tolerable, se coloca una capa de piedra partida de 150 mm de espesor (resistividad de 3000 Ω–m) alrededor del componente. El potencial de contacto tolerable es ahora de

( ) 116.0 5.11000 50

ssstouch t

CV ρ×+=

donde:

( ) 77.009.0150.02

300050109.0

1 =+

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ −

−=sC

( ) VVtouch 7325.0

116.077.030005.1100050

=××+=

que excede el máximo voltaje caño-tierra, por lo que podemos considerar a esta tubería como segura.

El voltaje de contacto al que una persona está expuesta durante una falla también puede minimizarse instalando un loop que permita controlar el gradiente (gradient control loop) alrededor del componente de la tubería y conectándolo al tubo. Generalmente, este loop se instala a una profundidad de entre 300 y 500 mm y se extiende hasta aproximadamente 1,000 mm más allá del perímetro del componente. El loop aumenta el voltaje de la tierra durante la falla y minimiza la diferencia de potencial entre una mano en contacto con la tubería y los pies. El loop generalmente se construye con una cinta de zinc, ya que el alambre de cobre


Interferencia 3:49

puede perjudicar el sistema de protección catódica si está directamente conectado a la tubería. Estas medidas de precaución se muestran en la Figura 3-46.

Loop para Controlar el Gradiente (Cinta de Zinc en Relleno Seleccionado)

Piedra Partida por encima del `Loop para Controlar el Gradiente

Figura 3:46: Mitigación de los Potenciales de Contacto Peligrosos en un Componente A Nivel

3.3.3 Acoplamiento Electrostático (Capacitivo) 3.3.3(a) Descripción En un acoplamiento electrostático, la energía se transfiere a través de la capacitancia eléctrica que existe entre la línea eléctrica y la tubería. Dos conductores separados por un material dieléctrico pueden considerarse un capacitor o condensador. La capacitancia es la medida de la capacidad de almacenar carga eléctrica entre dos conductores con respecto a la diferencia de potencial entre ellos. La capacitancia es directamente proporcional a la superficie de los conductores, pero inversamente proporcional a la separación entre los conductores (Figura 3-47). Consideremos el caso ilustrado en la Figura 3-48, en que hay una tubería en construcción. Los tramos de tubería se han colocado a lo largo de la traza de la tubería y se han colocado sobre pallets o tarimas de madera, en espera de ser soldados. Si bien esto puede no parecer un capacitor según la definición anterior, se encuentran presentes los elementos necesarios para construir un capacitor—dos planchas conductoras separadas por un material dieléctrico. En este caso, la línea eléctrica es una de las planchas, el tubo es la otra, y están separadas por el


Interferencia 3:50

aire que funciona como dieléctrico. De igual forma, se forma un segundo capacitor entre el tubo y la tierra, ya que la tierra (aunque no metálica) también es una plancha conductora. Por ende, un tramo de tubo apoyado sobre pallets ubicado debajo de una línea de alta tensión AC puede representarse como un ciruito eléctrico constituido por dos capacitores (o condensadores) en serie con una fuente de corriente alterna, que forma un divisor de voltaje capacitivo.


Dielectric

Condu(having are

cting Plate a A)

Conducting Plate

C ∝Ad

Placa Conductora

d

Dieléctrico

Placa Conductora

Figura 3-47: Elementos de un Capacitor

Conducting Air Plates Dielectric

Placa Conductora

Aire Dieléctrico

Figura 3-48: Tubería en Construcción, Representada como un Divisor de Voltaje Capacitivo

Si recordamos las leyes de Kirchhoff, la suma de las caídas de potencial a través de las resistencia de un circuito en serie (Figura 3-49) equivaldrán a la suma de las fuentes de voltaje. Además, estas caídas de potencial están en proporción directa a las resistencias que las generan. De igual forma, las caídas de potencial a través de los capacitores en un circuito AC en serie (Figura 3-50) estarán en directa proporción con las reactancias capacitivas correspondientes, y su suma equivaldrá a la suma de las fuentes de voltaje. Por consiguiente, en el caso de la tubería en construcción de la Figura 3-48, el voltaje línea-tierra de la línea eléctrica se divide entre dos capacitores en proporción inversa a sus capacitancias.

Interferencia 3:51

IR1

R2

V

V1

V2

R1R2

V1V2

=

IC1

C2

V

V1

V2

XC1

XC2

V1

V2= =

C2

C1 Figura 3-49: Divisor de Voltaje Resistivo Figura 3-50: Divisor de Voltaje Capacitivo 3.3.3(b) Efectos Perjudiciales y Mitigación Dependiendo de los valores relativos de capacitancia y del voltaje de la línea eléctrica, en un único tramo de tubo pueden generarse electrostáticamente voltajes muy elevados (del orden de los miles de volts), suponiendo que éste esté bien aislado de la tierra. Sin embargo, como la capacitancia entre las líneas eléctricas y el tubo es pequeña, en el rango de picofaradios (10-12 faradios), la reactancia capacitiva entre ellos es muy grande, generalmente en el rango de gigaohmios (109 Ω), de manera que mediante este mecanismo se transfiere muy poca energía al caño. Aunque por lo general el acoplamiento electrostático no puede generar suficiente corriente en el cuerpo como para producir un shock eléctrico, puede resultar en voltajes molestos que producen una sensación similar a la de un shock por electricidad estática. Sin embargo, esto podría producir un riesgo secundario, si por ejemplo alguien reaccionara exageradamente a la sensación producida por este voltaje mientras se trabaja en la tubería. Mientras la tubería se encuentra sobre pallets y está bien aislada de la tierra, los potenciales electroestáticos pueden mitigarse fácilmente conectando la tubería a tierra, aún a través de una conexión a tierra de muy alta resistencia, siempre que la conexión a tierra tenga una resistencia mucho menor que la reactancia capacitiva tubo-tierra. A medida que se sueldan los tramos de tubería, aumenta la superficie de la tubería y disminuyen las reactancias capacitivas asociadas con la tubería, permitiendo la transferencia electrostática de más energía eléctrica. Sin embargo, en esta etapa de construcción, también se saca el tubo de los pallets y se


Interferencia 3:52


lo baja a la zanja. Disminuyendo la separación entre el acero de la tubería y la tierra, la reactancia capacitiva entre la tubería y la tierra disminuye sensiblemente. Por ejemplo, si la tubería está a 500 mm por encima de la tierra cuando está sobre los pallets, pero está separada de la tierra por sólo 1 mm de recubrimiento cuando se la coloca en la zanja, la reactancia capacitiva del tubo a la tierra es 500 veces menor, como lo es también el potencial generado electrostáticamente en el tubo. Además, la capacitancia tubo-tierra ahora se ve igualada por una resistencia caño-tierra debido al contacto entre el tubo revestido y el suelo. Generalmente esta resistencia es tan baja con respecto a la reactancia capacitiva entre la línea eléctrica y tubería, que una vez que la tubería entra en contacto con la tierra ya no habrá un potencial electrostático significativo. 3.3.4 Acoplamiento Electromagnético (Inductivo) 3.3.4(a) Descripción Los potenciales y corrientes son inducidos electromagnéticamente en una tubería de la misma forma en que un localizador de tuberias inductivo induce una señal acústica en una tubería, o en que el devanado del primario de un transformador induce corriente a circular a través del devanado del secundario. Consideremos primero el flujo de corriente eléctrica en un conductor simple, como muestra la Figura 3-51. El flujo de corriente genera un campo electromagnético alrededor del conductor, indicado por las líneas de flujo magnético Φ. La intensidad del campo magnético es directamente proporcional a la magnitud de la corriente e inversamente proporcional a la distancia desde el conductor. Usando una convención llamada regla de la mano derecha, si una persona coloca su mano derecha alrededor del alambre, con el pulgar apuntando en la dirección del flujo de la corriente, los dedos indicarán la dirección del flujo magnético. La inducción electromagnética se produce siempre que hay un movimiento relativo entre un conductor eléctrico y un campo magnético. Este movimiento puede ser el resultado del movimiento físico de un conductor en un campo magnético estacionario, o del movimiento de un campo magnético a través de un conductor estacionario. El ejemplo más obvio del primer caso es un generador eléctrico en el cual una bobina rotativa de alambre pasa a través de un campo magnético estacionario para generar corriente eléctrica. Un ejemplo menos obvio, analizado más adelante en este capítulo, es el de la interferencia por corriente telúrica, en la cual el movimiento de mareas del agua de mar (el conductor) pasa a través del campo magnético terrestre, generando corrientes geomagnéticas. En el

Interferencia 3:53

segundo caso, en el que tanto la fuente del campo magnético como el conductor son estacionarios, el propio campo magnético debe estar en movimiento para inducir corriente en el conductor. Esto se logra usando corriente alterna para generar un campo magnético que varía en el tiempo, el cual se expande y se contrae alrededor del conductor, produciendo así un movimiento relativo. El mejor ejemplo de esto es un transformador eléctrico como el que se muestra en la Figura 3-52.

I

Φ

I1

Φ

I2 Figur 3-51: Campo Electromagnético Generado Figura 3-52: Inducción Electromagnética por el Flujo de Corriente en un Alambre en un Transformador con Nucleo de Hierro y un Bobinado de varias vueltas. Una corriente alterna (I1) circula a través del bobinado principal del transformador. Esto genera un campo magnético alrededor de cada vuelta de la bobina, y estos campos se unen para formar un único campo magnético más grande. El campo magnético alrededor de esta bobina tendrá una tendencia a disiparse bien hacia afuera de donde está la bobina, pero incorporando un núcleo de hierro en el transformador, el campo magnético queda confinado principalmente en el núcleo. Un bobinado secundario está arrollado también alrededor del núcleo de hierro, y el campo magnético creado por el bobinado primario está expandiendose y colapsándo alrededor del bobinado secundario, por lo que se induce una corriente en el secundario I2. Para hacer que los transformadores de energía sean eficientes, las bobinas y los núcleos están diseñados para transferir toda la energía posible desde el bobinado primario hacia el secundario. Sin embargo, puede formarse un transformador simplemente colocando un conductor en un campo magnético que varíe en el tiempo alrededor de otro conductor (Figura 3-53), aunque un transformador de este tipo sería muy ineficiente. Nótese que en la Figura 3-53, se indica que la corriente inducida circula en la dirección opuesta a la corriente principal; sin


Interferencia 3:54

embargo, esto no es estrictamente cierto. La ley de Lenz establece que la corriente inducida circula en una dirección que genera un campo magnético secundario que tiende a oponerse a cualquier cambio en el campo magnético principal. Por lo tanto, es más exacto decir que la corriente inducida está fuera de fase con respecto a la corriente principal, que es lo que se supone que muestran las flechas. El caso del transformador de una única vuelta con núcleo de aire que vemos en la Figura 3-53 representa el acoplamiento electromagnético que se produce cuando una tubería corre paralela a una línea eléctrica, como muestra la Figura 3-54. Mientras que los potenciales generados electrostáticamente son proporcionales al voltaje de la línea eléctrica, los potenciales y corrientes inducidos electromagnéticamente son proporcionales a la corriente de la línea eléctrica. A medida que aumenta la longitud en la que tubería y línea eléctrica corren en paralelo, mejora el acoplamiento electromagnético entre ellas, al igual que mejora la eficiencia del transformador al aumentar el número de vueltas de las bobinas primaria y secundaria. Al igual que con el acoplamiento por conducción, el acoplamiento electromagnético puede producir potenciales y corrientes que afectan tanto la integridad de la tubería como la seguridad del personal.

I1

Φ

I2

Φ

I2

I1

Figura 3-53: Inducción Electromagnética en un Figura 3-54: Inducción Electromagnética en una Transformador de Una Vuelta con Aire como Tubería debido a una Línea de Alta Tensión AC Núcleo. 3.3.4(b) Corrosión por AC11

Desde al menos 1916, es reconocido que el drenaje de corriente alterna desde el acero produce corrosión, pero a una velocidad muchísimo menor con respecto a una corriente continua equivalente. Se creía también que los efectos de la 11 Gummow, R.A., Wakelin, R.G., and Segall, S.M., “AC Corrosion - A New Challenge to Pipeline

Integrity,” CORROSION/98, paper no. 566 (Houston, TX: NACE, 1998).


Interferencia 3:55

corrosión por AC podían contrarrestarse fácilmente mediante la aplicación de la protección catódica. Sin embargo, en la década de los ’90, las fallas producidas en tuberías con protección catódica empezaron a atribuirse a la descarga de corrientes alternas de estado estacionario. Mientras que aún no se comprende totalmente el mecanismo de la corrosión por AC, aparentemente existe una relación entre la densidad de la corriente alterna y la velocidad de corrosión, y es probable que haya un umbral de densidad de corriente a partir del cual empieza a producirse la corrosión por AC: i ac < 20 A/m2 ...............................No Hay Corrosión 20 A/m2 < i ac < 100 A/m2 .................... Corrosión Impredecible i ac > 100 A/m2 ........……............Se Debe Esperar Corrosión La densidad de la corriente alterna en un holiday circular está en función del potencial AC inducido en la tubería (Vac), de la resistividad del suelo (ρ [Ω−cm]), y del diámetro del holiday (d [cm]), y puede calcularse como sigue:

dρ

8V i ac

ac π= [3-18]

En la Figura 3-55 se ha graficado el potencial AC requerido para producir una densidad de corriente de 100 A/m2 en función de la superficie del holiday, para diversas resistividades de suelo. Por ejemplo, para una superficie de holiday de 1.5 cm2, un potencial AC inducido de 5.4 volts produciría una densidad de corriente AC de 100 A/m2 en un suelo de 10 Ω-m.

0 . 1 1 10 1 0 0 Ho

0

1

1 0

1 0 0

1 0 0 0

Vol

taje

AC

6 1 5 M ty 15V) a x. Safe Voltage for Personnel Safe (Tensión de Seguridad para personas (15V)


liday Area (cm2)

Area de Falla (cm2)

Interferencia 3:56

Figura 3-55: Potencial AC Requerido para Producir una Densidad de Corriente de 100 A/m2 para

Diversos Tamaños de Holiday y Distintas Resistividades de Suelo

La Ecuación 3-17 indica que la densidad de corriente alterna aumenta a medida que disminuye el diámetro del holiday, lo cual sugiere que es más probable que haya corrosión por AC en los defectos pequeños que en los grandes. Efectivamente, se ha descubierto que las velocidades de corrosión aumentan a medida que disminuye el tamaño del holiday; sin embargo, para holidays de menos de aproximadamente 1 cm2 de superficie, por lo general la corrosión por AC no es un problema. La Figura 3-56 muestra una anomalía ocurrida en un holiday sobre una tubería con protección catódica.12 El sitio de la anomalía presentaba un potencial polarizado de –1170 mVCSE y un pH de más de 12. Al limpiar el sitio, se descubrió una penetración por corrosión, aún cuando el sitio estaba aparentemente bien protegido (Figura 3-57). Basándose en el diámetro del holiday (0.01 m), la resistividad del suelo (16 Ω-m), y el potencial de la tubería (50 V), se calculó la densidad de la corriente alterna en 800 A/m2, por lo que se concluyó que la corrosión estaba provocada por corriente alterna.

Figura 3-56: Anomalía en Tubería Debida a Figure 3-57: Anomalía en Tubería Debida a Corrosión por AC (Antes de Limpiar) Corrosión por AC (Después de Limpiar) 3.3.4(c) Peligros de Shock Eléctrico13

12Wakelin, R.G., Sheldon, C., “Investigation and Mitigation of AC Corrosion on a 300 mm Diameter

Natural Gas Pipeline,” CORROSION/2004, paper no. 4205 (Houston, TX: NACE, 2004). 13“IEEE Guide for Safety in AC Substation Grounding,” Institute of Electrical and Electronics Engineers,

ANSI/IEEE Std. 80-1996.


Interferencia 3:57


El acoplamiento electromagnético produce potenciales de estado estacionario inducidos en tuberías, de manera que la duración del shock no es necesariamente corta como en el caso del acoplamiento por conducción. Por lo tanto, los límites tolerables para la exposición a potenciales de estado estacionario son mucho menores que para los potenciales derivados de corrientes de falla. Hay varios documentos y normas que han establecido un límite máximo permitido de potencial AC inducido al cual puede exponerse una persona de 15 V.14,15 Esto se basa en la suposición de que la resistencia promedio del cuerpo humano es de 1,000 ohms, y de que una persona normal puede soportar una corriente máxima de 15 mA durante un período prolongado de tiempo. Esta corriente puede resultar dolorosa y producir contracciones musculares que no permitirían a la persona soltar la estructura energizada, pero se supone que no produce dificultades respiratorias. 3.3.4(d) Predicción Desde el punto de vista de la protección catódica, una tubería puede representarse como una red de resistencias en serie, que representan la resistencia longitudinal del tubo (RL) y resistencias en paralelo que representan la resistencia a tierra del tubo por unidad (RS). Al determinar la respuesta del tubo a la interferencia por AC, deben tenerse en cuenta otros dos factores—la inductancia longitudinal del tubo (LL) y su capacitancia (CS), como vemos en la Figura 3-58. Debido a estos dos factores adicionales, una corriente alterna circulando por una tubería se encuentra con una mayor impedancia longitudinal que una corriente continua, y también con una menor impedancia a tierra, lo que significa que una señal AC se atenúa más rápidamente a lo largo de una tubería que una señal DC. Para simplificar, la resistencia longitudinal y la reactancia inductiva pueden combinarse para formar una impedancia longitudinal (ZL). De la misma manera, pueden combinarse la resistencia a tierra y la reactancia capacitiva para formar una impedancia (ZS). Estas simplificaciones se muestran en la Figura 3-59, pero para mantener la simetría, la impedancia (ZS) se ha dividido en dos impedancias de valor 2ZS dispuestas en paralelo.

14“Principles and Practices of Electrical Coordination Between Pipelines and Electrical Supply Lines,”

National Standard of Canada (CAN/CSA-C22.3 Nº.6 - M91). 15NACE Standard RP0177 (latest version), “Mitigation of Alternating Current and Lightning Effects on

Metallic Structures and Corrosion Control Systems,”(Houston, TX: NACE).

Interferencia 3:58

RLVRS CS

LL

Figura 3-58: Modelo de Tramo de Tubo para la Corriente Alterna

ZLV2ZS 2ZS

Figura 3-59: Modelo Simplificado de Tramo de Tubo para la Corriente Alterna

Para determinar cómo se comportan los potenciales en una tubería larga, los tramos de tubo de la Figura 3-58 pueden unirse y pueden determinarse los potenciales y las corrientes usando técnicas de análisis de redes eléctricas. Pongamos un ejemplo simple: consideremos el modelo de tubería de la Figura 3-60 que consiste en sólo dos tramos de tubo. Si el campo electromagnético al cual está expuesta la tubería es uniforme a lo largo de la longitud de la misma, entonces V1 = V2 . Además, usando las leyes de Kirchhoff puede demostrarse que I1 = I2 , pero esto se ve claramente debido a la simetría de este ejemplo. Por lo tanto, la red de la Figura 3-60 puede simplificarse (Figura 3-61).


Interferencia 3:59

ZL

2ZS

ZL

2ZSZSI1 I2

A B CV1 V2


ZL

2ZS

ZL

2ZSZSI I

A B CV V

Figura 3-60: Análisis de Redes de un Modelo Figura 3-61: Análisis de Redes de un Modelo con Dos Tramos de Tubo Simplificado con Dos Tramos de Tubo Ahora podemos calcular los potenciales en cada extremo de la tubería y en el centro. VA = 0 – 2ZSI = –2ZSI VB = 0 + ZSI – ZSI = 0 VC = 0 + 2ZSI = 2ZSI Graficando estos potenciales obtenemos el perfil de potencial AC de la Figura 3-62. Nótese que los potenciales AC en realidad no presentan la polaridad indicada en el gráfico. En estos casos, la polaridad indica que la onda de AC en un extremo de la tubería está fuera de fase en 180º con respecto a la onda al otro extremo de la tubería. Si usáramos un voltímetro AC para medir los potenciales a tierra en los puntos A, B y C, obtendríamos el perfil de la Figura 3-63, pero siempre teniendo en cuenta que el potencial en el punto A está fuera de fase en 180° con respecto al potencial en el punto C, por lo que el potencial entre estos dos puntos sería el doble del potencial a tierra en cualquiera de los dos puntos.

+2ZsI

0B CA

V

-2ZsI

+2ZsI

0B CA

V

Figura 3-62: Perfil de Potencial AC a lo Largo Figura 3-63: Perfil de Potencial AC a lo Largo de de una Tubería con la “Polaridad” Indicada una Tubería Medido con un Voltímetro AC La Figura 3-63 indica el perfil de potencial real que aparecería en una tubería bien recubierta en la cual las características eléctricas del tubo (ZL , ZS), la resistividad del suelo y la intensidad del campo electromagnético son uniformes a lo largo de la tubería. La asunción clave aquí es que la tubería está bien revestida. Cuando una tubería está bien revestida, la combinación en serie de todas las impedancias longitudinales es insignificante en comparación con la combinación en paralelo de todas las impedancias transversales. En otras palabras, para una tubería que consiste en N cantidad de tramos idénticos, N•ZL << ZS/N. Cuando se cumple esta condición, una señal AC que ingresa en la tubería por un extremo se dispersará a

Interferencia 3:60

la tierra uniformemente a lo largo de toda la longitud de la tubería, ya que no habría una caída óhmica significativa a lo largo de la misma; es decir, la señal AC se atenuaría linealmente. En este caso, decimos que la tubería es “eléctricamente corta” (es decir, se comporta como un tramo corto de tubo bien revestido) además de decir simplemente que está bien revestida. Por otra parte, cuando una tubería está mal revestida o es tan larga que la combinación en serie de las impedancias longitudinales ya no puede despreciarse, decimos que la tubería tiene “mucha pérdida” o que es eléctricamente larga En este caso, si se inyecta una señal AC en un extremo de la tubería, se descargará más corriente a tierra en este punto que en el extremo opuesto, debido a la impedancia longitudinal del caño. En una tubería eléctricamente larga, la señal AC se atenuará exponencialmente en lugar de hacerlo en forma lineal. Esta atenuación exponencial de la señal es similar a lo que vemos en las corrientes de protección catódica, con la salvedad de que la constante de atenuación AC que determina la forma de la curva de atenuación es diferente a la constante de atenuación DC, dado que está en función de la inductancia del tubo y la capacitancia de la tubería y no sólo de las resistencias longitudinales y las resistencias transversales. El hecho de que una tubería sea eléctricamente larga afecta el perfil de potencial AC, como muestra la Figura 3-64. Nótese que las tuberías eléctricamente largas que están sujetas a un acoplamiento electromagnético pueden presentar potenciales iguales a cero a lo largo de gran parte de su longitud, siempre que el campo magnético y las características eléctricas de la tubería y del suelo sean uniformes a lo largo de esta extensión.

0

V

La Tubería Tiene Cada Vez Más Pérdidas

Distancia0 L/2

L

Figura 3-64: Efectos de una Tubería Eléctricamente Larga sobre el Perfil de Potencial AC


Interferencia 3:61

El campo electromagnético que induce los potenciales y las corrientes en la tubería generalmente se conoce como campo eléctrico longitudinal (LEF), cuyas unidades están en volts por metro (V/m). El LEF se representa con el símbolo E y es un número complejo, es decir, tiene una magnitud y un ángulo de fase. Calcular el LEF al cual está expuesta la tubería requiere de matemática compleja. Por lo general, el LEF es directamente proporcional a la corriente de la línea eléctrica e inversamente proporcional a la separación entre tubería y línea eléctrica. El LEF también está en función de cómo están dispuestas las líneas eléctricas en la torre. Existen un conjunto de curvas que ofrecen los LEFs para las configuraciones standard de líneas eléctricas, a partir de las cuales pueden calcularse los potenciales AC inducidos en una tubería.16 Para estimar los potenciales de la tubería, puede usarse también un procedimiento para configuraciones geométricas simples entre tubería y línea eléctrica. Para el ejemplo que se muestra en la Figura 3-65, donde una tubería corre en paralelo a una línea eléctrica a una distancia fija (d) y donde los dos extremos de la misma están aislados, puede estimarse por ensayos de campo el LEF que afecta a la tubería mediante el procedimiento mostrado en la Figura 3-66. Se tiende un conductor aislado en la tierra a una distancia (d) de la línea central de la línea eléctrica. Si la tubería está ya instalada, el cable debe colocarse del lado opuesto de la línea eléctrica, de modo que cualquier campo generado por la tubería no interfiera con los de la línea eléctrica. Uno de los extremos del conductor se conecta a tierra, y se mide el potencial AC a tierra en el extremo opuesto del cable. El potencial inducido que se mide en el cable, dividido por la longitud del cable, equivale aproximadamente a la magnitud del LEF que afecta a la tubería.

L

d

Powerline

x

E ≈Vx

Figurea3-65: Corredor de una Linea de AC Simple Figure 3-66: Estimación en Campo del LEF (Vista en Planta) La carga de corriente de las líneas eléctricas puede cambiar de hora en hora, de día en día, o según la estación del año. Es preciso registrar la hora y fecha en que 16 “Power Line-Induced AC Potentials on Natural Gas Pipelines for Complex Rights-of-Way

Configurations,” Electric Power Research Institute, EPRI Report No. EL-3106.


Interferencia 3:62

se mide el LEF y, de ser posible, correlacionarla con la carga real de la línea eléctrica (disponible a través de la compañía eléctrica). Por ejemplo, si la línea eléctrica estuviese operando al 50% de la carga máxima al momento de la medición, podría suponerse que el LEF sería el doble durante los períodos de carga máxima. Una vez que se ha medido la magnitud de E, pueden calcularse los picos de potencial en la tubería. Como vimos en la Figura 3-63, los picos de potencial para las configuraciones geométricas simples entre tubería y línea eléctrica de la Figura 3-65 siempre estarán en las aislaciones, con un voltaje igual a cero en el punto central. En el caso de una tubería eléctricamente corta, los potenciales en las aislaciones pueden calcularse usando la Ecuación 3-19. El perfil de potencial para este caso ideal se muestra en la Figura 3-67.

VO,L = ± E • L

2 [3-19]

E: Campo Eléctrico Longitudinal (LEF) (V/m) L: Longitud (m) Si las características eléctricas de la tubería no son simétricas, el pico de potencial en un extremo de la tubería puede ser mayor que el previsto por la Ecuación 3-19, y el pico en el otro extremo puede ser menor, como vemos en la Figura 3-68. El caso más extremo se da si uno de los extremos de la tubería está perfectamente a tierra (a una tierra de resistencia cero) y el otro extremo está aislado. En este caso, el potencial del tubo en el extremo conectado a tierra sería igual a cero, pero como el potencial inducido de un extremo al otro de la tubería permanece constante, el potencial en el otro extremo se elevará al doble de lo que sería en condiciones uniformes, como vemos en la Figura 3-69. Es importante recordar que al mitigar los potenciales inducidos, el uso indiscriminado de electrodos de puesta a tierra en realidad puede aumentar los potenciales. Si se aplican puestas a tierra en los dos extremos de la tubería, o si se distribuyen las puestas a tierra a lo largo de la tubería, todos los potenciales pueden mitigarse a menos de los previstos por la Ecuación 3-19, como muestra la Figura 3-70.


Interferencia 3:63

0

V

Distance0 L/2 L

E ⋅L2

−E ⋅ L

2

0

V

Distance0 L/2 L

E ⋅L2

E ⋅L

− E ⋅ L

−E ⋅ L

2

Figura 3-67: Perfil de Potencial AC a lo Largo de Figura 3-68: Perfil de Potencial AC a lo Largo de Una Tubería Eléctricamente Corta una Tubería Eléctricamente Corta (Condiciones Uniformes – Sin Puesta a Tierra) (Puesta a Tierra con Resistencia Distinta de Cero a una Distancia = 0)

0

V

Distance0 L/2 L

E ⋅L2

E ⋅L

− E ⋅ L

−E ⋅ L

2

0

V

Distance0 L/2 L

E ⋅L2

E ⋅L

− E ⋅ L

−E ⋅ L

2

Figura 3-69: Perfil de Potencial AC a lo Largo de Figura 3-70: Perfil de Potencial AC a lo Largo de Una Tubería Eléctricamente Corta una Tubería Eléctricamente Corta (Puesta a Tierra igual a 0 en la distancia = 0) (Puestas a Tierra Distribuidas Uniformemente a Ambos Extremos) Es importante notar que el valor E• L representa el límite absoluto del máximo potencial inducido que puede aparecer en una tubería, aunque la tubería sea eléctricamente larga o corta o aunque haya instaladas aislaciones y puestas a tierra. Por ejemplo, si la intensidad del campo a lo largo de la tubería es de 10 V/km en condiciones de carga máxima, y la tubería corre en paralelo a la línea eléctrica por 5 km, el potencial máximo que puede aparecer en la tubería es de 50 V. Sin embargo, es más probable que este potencial esté distribuido en forma más


Interferencia 3:64

uniforme con aproximadamente 25 V en cada extremo y 0 V cerca del centro de la tubería.

A medida que aumenta la longitud de la tubería, ésta tiene más “pérdidas”, y en lugar de presentar un perfil de potencial lineal como el de las Figuras 3-67 a la 3-70, se empezaría a ver un cambio exponencial de los potenciales, como en la Figura 3-64. Además, la Ecuación 3-19 prevé que, a medida que aumenta la longitud de la tubería, sus voltajes aumentan proporcionalmente y sin límite, lo que no es el caso si la tubería tiene muchas pérdidas. Para calcular los voltajes en una tubería eléctricamente larga, se reemplaza la longitud física de la tubería en la Ecuación 3-19 (L/2) por la longitud eléctrica de la tubería, 1/Γ, obteniendo la Ecuación 3-20.

Γ

=E

V LO, [3-20]

E : LEF (Volt/m) Γ : Constante de Propagación (1/m) El parámetro Γ (gamma mayúscula) se conoce como la constante de propagación de la tubería. Es una constante relacionada con las características eléctricas de la tubería y está estrechamente relacionada con la constante de atenuación AC de la tubería. El valor de Γ puede calcularse, pero es una función compleja de la profundidad de la tubería, la resistividad del suelo, la frecuencia AC y la resistencia del recubrimiento, así como también del diámetro del tubo, su espesor de pared y su material. También puede obtenerse el valor de Γ a partir de tablas o gráficos.17 La Figura 3-71 muestra el perfil de voltaje AC a lo largo de una tubería que corresponde a la configuración geométrica tubería-línea eléctrica simple de la Figura 3-65, donde la tubería es eléctricamente larga, es decir, tiene muchas pérdidas. En el caso de una tubería eléctricamente corta, se ha comprobado que poniendo a tierra uno de los extremos se puede aumentar los voltajes en el extremo opuesto. Pero en el caso de una tubería eléctricamente larga, si se pone a tierra uno de los extremos, no se afecta el otro extremo, ya que los dos puntos son eléctricamente remotos uno del otro (Figura 3-72).

17“Power Line-Induced AC Potentials on Natural Gas Pipelines for Complex Rights-of-Way

Configurations,” Electric Power Research Institute, EPRI Report No. EL-3106.


Interferencia 3:65

0

V

Distance

0 L/2 L

EΓ

−EΓ

0L

DistanceL/2

V

Γ−

E

Figura 3-71: Perfil de Volatje AC a lo Largo de Figura 3-72: Perfil de Volatje AC a lo Largo de Una Tubería Eléctricamente Larga o con Pérdidas Una Tubería Eléctricamente Larga o con Pérdidas (Condiciones Uniformes – Sin Puesta a Tierra) (Puesta a Tierra de Resistencia Cero a una Distancia = 0) Como se mencionó anteriormente, las tuberías eléctricamente largas pueden presentar voltajes iguales a cero a lo largo de gran parte de su extensión, siempre que el campo electromagnético y las características eléctricas de la tubería y del suelo sean uniformes a lo largo de esta extensión. Si alguno de estos parámetros cambia en algún punto de la tubería (lo que se conoce con el nombre de discontinuidad eléctrica), aparecería un pico de voltaje en ese punto. Si bien este pico de voltaje dependería de la severidad y naturaleza de la discontinuidad, posiblemente generaría un pico adicional de valor igual a E/Γ. Éste es un aspecto importante de las tuberías eléctricamente largas. Para ilustrar mejor la diferencia entre tuberías eléctricamente largas y cortas, consideremos el caso de una tubería de varios cientos de kilómetros de longitud que se extiende hacia el oeste de Norteamérica desde la costa Atlántica. Paralela a toda la extensión de la tubería hay una línea eléctrica , y las características eléctricas de la tubería, línea eléctrica y tierra son uniformes a lo largo de toda la traza. Como la tubería es eléctricamente larga, se generarían picos de voltaje en cada extremo con un potencial de V = E/ Γ, mientras que la mayor parte de la tubería presentaría un voltaje igual a cero. Consideremos ahora lo que pasa cuando la tubería se extiende hacia la costa del Pacífico, suponiendo nuevamente que todas las condiciones se mantienen constantes a lo largo de toda la extensión de la tubería. Aún cuando la tubería es tal vez diez veces más larga, los picos de voltaje se dan únicamente en sus dos extremos, y su magnitud sigue limitada a V = E/ Γ. Instalando aislaciones introduciremos picos de voltaje adicionales en la tubería. En una tubería eléctricamente corta, al instalar una aislación básicamente se crean


Interferencia 3:66

dos tuberías eléctricamente separadas con picos de voltaje menores con respecto a los de la tubería original, ya que los voltajes son proporcionales a la longitud física de cada sección de tubo (Figura 3-73). Sin embargo, en una tubería eléctricamente larga, las magnitudes de los picos de voltahe no se ven afectadas, siempre que cada nueva sección de tubo creada por las aislaciones aún pueda considerarse como eléctricamente larga (Figura 3-74).

0

V

0 L/2 L

E ⋅L4

−E ⋅ L

4

0

V

0 L/2 L

EΓ

−EΓ

Figura 3-73: Perfil de Voltaje AC a lo Largo de Figura 3-74: Perfil de Voltaje AC a lo Largo de Una Tubería Eléctricamente Corta con una Tubería Eléctricamente Larga con una Aislación en el Centro una Aislación en el Centro Existe otro aspecto importante en lo que se refiere a los efectos de las aislaciones eléctricas sobre los voltajes AC inducidos en una tubería. Como puede verse en la Figura 3-73, una aislación instalada en el centro de una tubería eléctricamente corta reduce los picos de voltaje a la mitad de sus valores previos. Sin embargo, el voltaje que aparece a través de esta aislación es el doble del voltaje que hay entre la tubería y la tierra. Esto se debe a que, si bien los voltajes a cada lado de la aislación son iguales en magnitud, tienen polaridades opuestas o, para mayor precisión, están fuera de fase en 180 grados una de otra. En el caso de una tubería eléctricamente larga, los picos de voltaje no se reducen mediante la instalación de una aislación, de modo que el voltaje a través de la aislación será el doble el valor

pico o 2EΓ

. Por consiguiente, al igual que para las puestas a tierra, las aislaciones

eléctricas no deben usarse indiscriminadamente en una tubería afectada por interferencia de AC inducida, ya que esto podría introducir nuevos picos de voltaje y generar diferencia de potencial el doble de severas de las que podrían existir entre la tubería y la tierra. Como dijimos más arriba, para predecir los voltajes de AC inducida, es necesario saber si la tubería es eléctricamente larga o corta. Si esto no se sabe o si la tubería está en algún punto intermedio entre estas dos definiciones, se requieren cálculos


Interferencia 3:67


más complejos. Además, cuando hay cambios en la configuración del circuito de la línea eléctrica o cuando la distancia entre la tubería y la línea eléctrica cambia en forma significativa, el LEF ya no será constante a lo largo de la tubería. En estas condiciones no podemos usar las Ecuaciones 3-19 y 3-20, y no pueden tenerse en cuenta los picos de voltaje adicionales. Este tipo de problemas pueden resultar muy difíciles de resolver y requieren de un laborioso análisis o del uso de software especializado. 3.3.4(e) Mitigación Para mitigar voltajes AC electromagnéticamente inducidos hasta niveles seguros, la tubería debe estar conectada a tierra. La puesta a tierra de la tubería tiene el mismo efecto que reemplazar un buen revestimiento por uno malo; es decir, disminuyendo el valor de ZS en la Figura 3-59, se reducen los voltajes producidos por el flujo de corriente alterna de la tubería a la tierra. Los electrodos de puesta a tierra pueden consistir en ánodos de sacrificio pre-empaquetados, cintas de ánodos de sacrificio en un relleno especial, o materiales convencionales de puesta a tierra, como jabalinas y cables de puesta a tierra. Los materiales que no son anódicos con respecto a la tubería, como los cables de cobre, afectarían seriamente la eficacia del sistema de protección catódica si se conectan directamente a la tubería. Por lo tanto, estos materiales sólo deberían usarse si están desacoplados para la transmisión de corriente continua (DC decoupled) con respecto a la tubería mediante un dispositivo apropiado, como una celda de polarización o una así denominada PCR (por sus siglas en inglés Polarization Cell Replacement) que es un dispositivo de estado sólido que simula una celda de polarización (Figura 3-75). Los electrodos de puesta a tierra pueden distribuirse en forma pareja a lo largo de la tubería, por ejemplo, instalando ánodos de sacrificio empaquetados a intervalos regulares; pero con frecuencia resulta más eficaz concentrar los electrodos de puesta a tierra en las discontinuidades eléctricas en las que tienden a darse los picos de voltaje. Los efectos de los distintos sistemas de mitigación sobre los voltajes AC inducidos son difíciles de predecir sin la ayuda de cálculos complejos o de software especializado y, como mostramos antes, el uso indiscriminado de electrodos de puesta a tierra puede en realidad aumentar los voltajes inducidos en algunos puntos a lo largo de la tubería.

Interferencia 3:68

Figura 3-75: Equipo de DC-decoupling (PCR) La puesta a tierra también se usa para minimizar el riesgo de daños a la tubería por corrosión por AC. Reduciendo los voltajes AC inducidos, pueden reducirse las densidades de corriente en los holidays del revestimiento, según prevé la Ecuación 3-17. En el peor de los casos, generalmente se asume que un holiday del revestimiento tiene un diámetro de aproximadamente 1 cm. Entonces, los voltajes se mitigan hasta niveles que reduzcan las densidades de corriente AC a menos de 100 A/m2, preferentemente a menos de 50 A/m2. 3.4 Interferencia por Corrientes Telúricas Las corrientes telúricas son corrientes inducidas geomagnéticamente en la tierra y en las estructuras metálicas enterradas, como líneas eléctricas y tuberías, como resultado de la interacción de las partículas solares sobre el campo magnético terrestre, como vemos en la Figura 3-76.


Interferencia 3:69

Figura 3-76: Interacción de las Partículas Solares con el Campo Magnético Terrestre Las partículas solares cargadas que entran a la atmósfera terrestre son deflectadas por el campo magnético de la Tierra, generando anillos de corriente en la ionósfera centrados alrededor de los polos norte y sur. Estos anillos de corriente generalmente contienen más cargas que las que genera el hombre en la tierra. Debido a la variación de amplitud y los cambios de dirección de esta corriente denominada como un chorro de electrones (electrojet), se produce un campo magnético variable que induce un campo eléctrico en cualquier conductor metálico en o cerca de la superficie terrestre, como podemos ver en la Figura 3-77. Campo Magnético Variable


Interferencia 3:70

Varying agnetic ldM Fie


Campo gnético ariab ma v le

Corriente en la Ionósfera

Figura 3-77: Esquema de Inducción Geomagnética Directamente en una Tubería y el Resultante Cambio en el Potencial de la Tubería

Fuente: Boteler, D.H., Gummow, R.A. and Rix, B.C., Evaluation of Telluric Current Effects on the Maritimes and

Northeast Pipeline, NACE Northern Area Eastern Conference, Ottawa, October 1999, Paper No. 8A.3, p. 8

Este proceso de inducción es similar al causado por las líneas AC, salvo que la frecuencia y amplitud varían considerablemente según varios factores:

• El ciclo solar, período de aproximadamente 11 años entre picos de actividad solar

• La frecuencia de rotación solar – 27 días • La rotación diaria de la Tierra – 24 horas (ciclo diurno) • Fluctuaciones de las mareas (~12.5 horas) • Dirección del campo magnético en el plasma de partículas solares

3.4.1 Efectos de Interferencia Las variaciones magnéticas se manifiestan como fluctuaciones de corriente y potencial en las tuberías. La Figura 3-78 muestra un ejemplo de esto último.

Interferencia 3:71

-6000

-5000

-4000

-3000

-2000

-1000

0

1000

2000

3000Po

tenc

ial d

el T

ubo

wrt

CSE

(mV)

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11

Día

Figura 3-78: Ejemplo de Fluctuaciones de Potencial Inducidas Geomagnéticamente en una Tubería

Este patrón de corriente vagabunda refleja las fluctuaciones relacionadas con las mareas, la aleatoriedad general de la actividad telúrica y una tormenta magnética más enérgica (días 7 y 8). Las variaciones positivas de potencial a corto plazo no representan un riesgo significativo desde el punto de vista de la corrosión en una tubería con protección catódica, pero si estas variaciones se producen a diario, como sucede con las influencias diurnas o de las mareas, puede haber corrosión grave. El perfil de potencial inducido en la tubería versus distancia es casi igual que en la inducción AC. Como muestra la Figura 3-79, cuanto más larga es la tubería y mejor revestida, mayor será el potencial inducido (Vp,g).

well coated

0 0Vp,g Vp,g

poorly coated

mal revestida

bien revestida

Figura 3-79: Típico Perfil de Potencial Geomagnéticamente Inducido en Tuberías Bien y Mal Recubiertas

Esto demuestra que una tubería que tiene muchas pérdidas eléctricas (es decir, que pierde cargas a tierra) tendrá fluctuaciones de menor amplitud. Por desgracia, desde el punto de vista de la protección catódica, un revestimiento de muy alta


Interferencia 3:72

resistencia es deseable y mejora la distribución de la corriente de protección catódica. Los picos de potencial geomagnéticamente inducido aparecen en una tubería:

• En las juntas aislantes • En los cambios de dirección • A medida que disminuye la longitud de la tubería • A medida que aumenta la resistencia del recubrimiento • Cuanto más cerca de esté la tubería de los polos magnéticos (pero no en

los polos) • En o cerca de la costa marítima • En o cerca de transiciones o anomalías geológicas agudas • En suelos de alta resistividad

Si bien se ha informado acerca de un caso severo de corrosión causada por corrientes telúricas,18 el efecto principal de estas corrientes sobre las tuberías es la dificultad de medir su potencial polarizado (Ep). La actividad de las corrientes telúricas produce una caída óhmica adicional en la tierra (Vt) entre la referencia y los holidays del tubo, como vemos en la Figura 3-80.

Electrodo de Referencia Portátil

V

Ep

It+Icp

Ve +VtSin Actividad Telúrica

Con Actividad Telúrica Vm = Ep + Ve + V t

Vm = Ep + Ve

Voltímetro

Nivel

Estación de medición

Cable de Medición del Caño

Figura 3-80: Típica Situación de Medición del Potencial Tubo-Suelo en Presencia de Actividad de Corrientes Telúricas

Mientras que la caída de potencial (Ve) en la tierra producida por la corriente de protección catódica generalmente puede interrumpirse, no sucede lo mismo con la

18 Brochu, B., NACE Northern Area Eastern Conference, Quebec City, August 2003.


Interferencia 3:73

caída de potencial telúrica (Vt). Esto puede introducir un error significativo en la medición del potencial (Vm), como muestra la Figura 3-81.

0 3 : 5 0 0 3 : 5 5 0 4 : 0 0 0 4 : 0 5 04:10 04:15 04:20 04:25 04:30 04:35 0 4 : 4 0 0 4 : 4 5 - 5 . 5 - 5 . 0 - 4 . 5 - 4 . 0 - 3 . 5 - 3 . 0 - 2 . 5

- 1 . 5

- 0 . 5

0 . 5

1 . 5

- 2 . 0

- 1 . 0

0 . 0

1 . 0

2 . 0

- 2.0

- 1.5

- 1.0

- 0.5

0.0

0.5

1.0

2.0

3.0

4.0

5.0

1.5

2.5

3.5

4.5

5.5

Calculated E o f f i t y

Vm

Current Den sEoff Calculado Densidad de Corriente

Pote

ncia

l (V V

S. C

u/C

uSO

4)

Den

sida

d de

Cor

rient

e (m

A/c

m2 )

TimeTIEMPO

Figura 3-81: Flujo de Corriente y Potenciales OFF Calculado durante un Incidente GIC

(Geomagnetically Induced Current) Fuente: Redrawn from Hesjevik, S.M. and Birketveit, O., Telluric Current on Short Gas Pipelines in Norway

– Risk of Corrosion on Buried Gas Pipelines, NACE Corrosion 2001, Houston, TX, Paper #313, p.6 Si se elimina la caída de potencial telúrica calculada de la medición del potencial ON, durante las desviaciones positivas del potencial el potencial OFF calculado no es más positivo que –0.25Vcse, mientras que el potencial ON medido llega a ser más positivo que cero en dos ocasiones. La dirección de la corriente del cupón medida también se invierte en estas dos ocasiones por un lapso de 20 minutos en total, durante los cuales esperaríamos que ocurriera la corrosión, si bien la velocidad de corrosión no se calcula mediante la ley de Faraday. Al igual que para la mayor parte de la inteferencia por corrientes vagabundas dinámicas, una investigación de los efectos requiere numerosos registros de potencial y corriente. Pero medir un potencial polarizado en forma precisa en presencia de una corriente vagabunda imposible de interrumpir, requiere de procedimientos especiales.


Interferencia 3:74

Pueden usarse instalaciones con cupones cerca de las estaciones de medición, que no requieran desconectar el cupón para medir el potencial verdadero. La Figura 3-82 muestra un ejemplo.


insulatiwires

ng

6.0 cm

plasticsleeve inside port

epoxy

PVC tube3.2 cm dia.

0.7 cm

b

able

ottomport

removplug

2.8cm

cylindricsteel coupon

2

al

53 cm

tubo de PVC 3.2 cm dia.

cables aislantes

manguito plástico en el puerto lateral

cupón de acero cilíndrico53 cm2

puerto inferior

tapón removible

Figura 3-82: Ejemplo de una Estación de Medición en la que el Cupón no Requiere Desconexión

para Minimizar el Error por Caída Óhmica en la Medición del Potencial Nekoksa, G. and Turnipseed, S., “Potential Measurements on Integrated Salt Bridge and Steel Coupons”,

CORROSION/’96, paper no. 206 p.9 (Houston, TX: NACE, 1996).

Interferencia 3:75

La Figura 3-83 muestra los beneficios de este tipo de instalaciones. En este caso sería difícil evaluar el nivel de polarización basándose en el gráfico potencial.tiempo con respecto al electrodo de referencia de cobre-sulfato de cobre ubicado a nivel.

-3000

-2500

-2000

-1500

-1000

-500

0

9:00 11:24 13:48 16:12 18:36 21:00 23:24

Tiempo

Pote

ncia

l (m

VC

SE)

Potencial medido con CSE en el nivel del terreno

Potencial de Cupón vs. CSE en tubo

Figura 3-83: Ejemplo de la Diferencia en la Lectura Potencial-Tiempo entre un Electrodo de Referencia A

Nivel y dentro de un Tubo relleno con suelo con un Cupón (véase Figura 3-82) A pesar de las grandes fluctuaciones de potencial registradas por un electrodo de referencia superficial, el potencial polarizado se mantuvo relativamente estable. La dificultad de minimizar la caída óhmica debida a corrientes telúricas también es un problema al realizar relevamientos paso a paso. Una de las técnicas utilizadas para tomar en consideración el error introducido en la medición por la caída IxR telúrica, requiere el uso de dos data loggers o un único data logger con dos canales (Figura 3-84). Los potenciales se registran con respecto a un electrodo de referencia fijo (Vf) y a un electrodo de referencia móvil (Vm).


Interferencia 3:76

donde:

Referencia Móvil

Sincronizado

ReferenciaFija

Datalogger Fijo

o Móvil

Datalogger Móvil

V m VfVfV = V ± V p m f

V = V ± f,t f,avg

Figura 3-84: Método de Medición del Potencial Caño-Suelo para Compensar los Efectos de las

Corrientes Telúricas Durante un Relevamiento Paso-a-Paso de Protección Catódica

Antes de comenzar el relevamiento, se registran los potenciales con respecto al electrodo de referencia fijo para establecer un potencial promedio (Vf,avg) de la estructura en la posición del electrodo fijo. Luego, el potencial registrado por el electrodo de referencia móvil en cualquier momento (t) se corrige mediante el cambio de potencial (ΔVf) que ocurre en el electrodo fijo en el mismo tiempo. Por lo tanto, para cualquier tiempo (t): Vp,t = Vm,t ± ΔVf,t [3-21] donde: ΔVf,t = Vf,avg ± Vf,t [3-22] La precisión de este método disminuye a medida que aumenta la distancia entre el electrodo de referencia móvil y el fijo. Puede mejorarse la precisión usando una referencia fija al comienzo y final del relevamiento paso a paso y extrapolando los cambios en ambas referencias fijas (Vf,1 y Vf,2) linealmente mediante la distancia entre el electrodo móvil y el fijo.


Interferencia 3:77

3.4.2 Mitigación de los Efectos de las Corrientes Telúricas Mitigar la interferencia por corrientes telúricas resulta similar a mitigar la interferencia AC, ya que ambas son corrientes inducidas. El principal objetivo consiste en suministrar pasos de baja resistencia a tierra, sin comprometer el nivel de protección catódica. Los ánodos galvánicos, distribuidos a lo largo de la traza de la tubería, pueden resultar efectivos para minimizar los efectos de la corrosión por corrientes telúricas, siempre que la resistividad del suelo sea lo suficientemente baja como para que el ánodo drene una corriente significativa. Como puede verse en la Figura 3-85, parte de la corriente telúrica (I′t) se perderá a tierra a través del ánodo galvánico.

Descarga de Corriente Telúrica Residual

It'

I t ' ' ' I t

I + I c p t '

It''Icp

Ánodo Galvánico

I = I + I + It t t t' '''''donde:

Descarga de Corriente Telúrica desde el Ánodo Galvánico

Figura 3-85: Mitigación de los Efectos de Descarga de Corrientes Telúricas Usando Ánodos Galvánicos

La efectividad de este método se basa en que la corriente de protección catódica del ánodo (Icp) sea mayor que la corriente de descarga telúrica residual (It′′). Los ánodos galvánicos, normalmente distribuidos, pueden disminuir la resistencia tubo-tierra de una tubería bien revestida en más de un orden de magnitud. Si se prefiere la protección catódica por corriente impresa, deberían usarse transformadores-rectificadores controlados por potencial, como ilustra el esquema de la Figura 3-86.


Interferencia 3:78

Electrodo de Referencia Permanente

DispersorRemoto

S R

Fuente de DC Controlada

Por Potencial

yIcp

It

y I c p

I t

Figura 3-86: Esquema de un Sistema de Protección Catódica Controlado por Potencial Usado para Mitigar los Efectos de las Corrientes Telúricas

Cuando el electrodo de referencia enterrado detecta un desplazamiento positivo en el potencial del tubo, el voltaje de salida de la fuente aumenta automáticamente, lo que hace que el paso a tierra a través del rectificador aparezca como una resistencia negativa a la corriente telúrica. Por lo tanto, no habrá descargas de corriente residual en esta ubicación durante los períodos en que el tubo tiende a drenar la corriente de interferencia, a menos que se haya alcanzado la máxima corriente o voltaje de salida de la fuente. La fuente y el dispersor deben tener las dimensiones apropiadas para acomodarse a la actividad anticipada de las corrientes telúricas. Cuando la tubería está sujeta al hemiciclo telúrico negativo (período de colección de corriente), la fuente se apagará, ya que la tubería estará recibiendo protección catódica “gratuita”. La Figura 3-87 muestra las características de operación típicas del sistema de mitigación por corriente impresa.


Interferencia 3:79

-1000

-900

-800

-700

-600

-500

-400

-300

-200

-100

0

100

200

300

400

500

600

1 2 3 4 5 6 7

Day

Pipe

Pot

entia

l wrt

ZR

E (m

V)

-10

-9

-8

-7

-6

-5

-4

-3

-2

-1

0

1

2

3

4

5

6

Rec

tifie

r Cur

rent

(A)

Rec

tifie

r Cur

rent

(A)

Pipe

Pot

entia

l wrt

ZR

E (m

)

Figura 3-87: Potencial del Tubo y Salida de Corriente del Rectificador vs. Tiempo para un Sistema por

Corriente Impresa Controlado por Potencial Este gráfico muestra la salida de corriente y el potencial del tubo con respecto a un electrodo de referencia de zinc enterrado, en función del tiempo. Nótese que en cuanto el potencial tiende a hacerse más positivo que –100mVZRE, el rectificador produce una descarga de corriente, y cuando el potencial es más negativo que –100mVZRE, la salida del rectificador es igual a cero. Efectivamente, el control de autopotencial recorta las desviaciones telúricas positivas más allá del límite fijado de los –100mVZRE.


Interferencia 3:80

Experimento 3-1 Para Mostrar la Interferencia DC y su Mitigación

1

2

3

varilla de acero

A9V

ánodo de magnesio

4 5 6

1cm1cm

10 ohm

Esquema No. 1

Procedimiento Pasos:

A. Coloque una varilla de acero desnudo en un extremo de la cubeta en 5 cm de agua de la llave (fría). Conecte la batería de 9 V, la resistencia de 10 ohm, el amperímetro y el interruptor en serie entre la varilla de acero y el ánodo de magnesio. Cierre el interruptor y permita que el sistema de PC opere durante un mínimo de 5 minutos.

B. Mida y anote el potencial de la varilla de acero con la referencia ubicada en

las ubicaciones 1, 2 y 3. Anote la corriente.

C. Abra el interruptor e inserte la segunda varilla de acero (estructura ajena) perpendicular a la primera varilla, en la ubicación 2.

D. Mida y anote el potencial de la estructura ajena en las ubicaciones de

referencia 4, 5 y 6 con el interruptor siempre abierto.


Interferencia 3:81

E. Cierre el interruptor y permita que el sistema de PC opere durante al menos

F. Mida y anote los potenciales en todas las ubicaciones de referencia en ambas

G. Calcule el desplazamiento de potencial en las ubicaciones 4, 5 y 6 de la

5 minutos.

estructuras y anote la corriente de PC.

estructura foránea y el cambio en la corriente de PC.

Pausa para la Discusión

H. Mitigue la interferencia usando un puente con resistencia conectado entre la

Mida y anote los potenciales de ambas estructuras. Mida la corriente de PC

estructura con protección catódica y la estructura foránea, como muestra el Esquema No.2. Ajuste la resistencia hasta que el potencial de la estructura foránea en la ubicación 4 sea igual o más negativo que su potencial natural.

r


Esquema No. 2

I.

y de mitigación en todas las ubicaciones de referencia y anote la resistencia del puente.


J. Desconecte el puente e instale un ánodo galvánico para mitigar la interferencia, como muestra el esquema No. 3.

1

2

3

4 5 6

A es is t an c e bond

varilla de acero

A9V

ánodo de magnesio

10 ohm

Interferencia 3:82


Esquema No. 3

K. os pote estructuras, corriente de PC y

corriente de interferencia galvánica (Igalv.).

Mida y anote todos l nciales de las


Resultados Potenciales de las Estru cturas (mVCSE)

Estructura con PC Estruc tura Foránea PASO 1 2 3 4 5 6 Icp B ólo estructura con PC X X X S

D X X X X Sólo estructura foránea

F Ambas estructuras

G X X X Cálculos de desplazamiento

Mitigación

I Ib = _______ Rb = ______ ohm

K v. ______ Igal

1

2

3 varilla de acero

A

ánodo de magnesio

4 5 6

ánodo de magnesio

A9V

Interferencia 3:83


Conclusiones 1. El potencial de la estructura ajena se desplaza en dirección electropositiva en

la ubicación donde se descarga la corriente vagabunda (#4). 2. El potencial de la estructura ajena se desplaza en dirección electronegativa en

la ubicación donde se colecta la corriente vagabunda (#6). 3. La distribución de la corriente de protección catódica en la estructura

protegida se ve afectada por la presencia de la estructura ajena. 4. La corriente de protección catódica aumenta en presencia de la estructura

ajena. 5. El puente con resistencia mitiga la interferencia por la corriente vagabunda en

la estructura ajena. 6. La corriente de protección catódica aumenta cuando se inserta el puente con

resistencia, pero la estructura con PC no está tan bien protegida. 7. Un sistema de mitigación con ánodos galvánicos puede mitigar el problema de

interferencia y mantener el Ecorr en la estructura ajena. 8. La magnitud de la corriente vagabunda es mayor para el sistema que usa un

puente con resistencia que para el sistema de mitigación galvánica.

CAPÍTULO 4 FUNDAMENTOS DE DISEÑO DE CP


•

•

•

•

•

•

4.1 Objetivos de Diseño A continuación se describen los principales objetivos de un diseño de protección catódica:

Suministrar suficiente densidad de corriente en forma continua para que todas las partes de la estructura se polaricen hasta alcanzar un criterio aceptable.

Minimizar los efectos de interferencia con respecto a otras estructuras metálicas.

Suministrar la suficiente flexibilidad operativa para ajustarse a los cambios previstos en el medio, el recubrimiento y el funcionamiento de la estructura durante su vida útil.

Garantizar la seguridad del público y del personal y respetar todos los códigos y regulaciones del caso.

Asegurar una vida útil al sistema que sea coherente con la de la estructura o el sistema protegido, según lo estipulado por el propietario o el regulador.

Colocar las instalaciones necesarias para realizar mediciones y los equipos de monitoreo, de manera de poder medir y monitorear el rendimiento del sistema de protección catódica con respecto a los standards y regulaciones de aplicación.

Para algunas estructuras, el proceso de diseño de la protección catódica puede ser muy complejo y requerir un procedimiento iterativo hasta lograr un diseño aceptable. En la Figura 4-1 se presenta un diagrama de flujo para realizar el diseño de protección catódica de una tubería.

Fundamentos de Diseño de CP 4:2


Estimar el costo del sistema instalado

Calcular la resistencia del ánodo o dispersor

Seleccionar tipo, tamaño, peso y configuración

de los ánodos

Seleccionar fuente, tipo y dimensión

Calcular la vida útil del sistema

Calcular la Cantidad Separación entre

Ánodos o Dispersor

Estimar el costo del sistema instalado

Calcular la resistencia del ánodo o dispersor

Seleccionar tipo, tamaño, peso y configuración

de los ánodos

Calcular la vida útil del sistema

Elegir entre sistema galvánico o

por corriente impresa

Determinar los requerimientos de corriente

para alcanzar el criterio deseado

¿Es aceptableel diseño?

I N I C I O

Galvánico CorrienteImpresa

SI

NO

Evaluar todos los factores relevantes de la tubería y

del medio

DISEÑO TERMINADO

Figura 4-1: Un Ejemplo del Procedimiento para un Diseño de Protección Catódica

El primer paso en el proceso del diseño es recoger y evaluar los datos relevantes de la estructura, sus características de operación y el medio. Para un proyecto de protección catódica para una tubería nueva, los posibles datos a recoger serían:



•

•

Información acerca de la Tubería especificaciones de construcción material, diámetro, espesor de pared y rango de presión del tubo tipo, espesor y conductancia del recubrimiento del tubo y de las juntas temperatura, conductividad y rangos de presión operativa del medio dentro de la tubería traza y cantidad de tubos y ubicación de las interconexiones con otros sistemas de tuberías relacionados, y posibilidad de instalar aislación eléctrica continuidad eléctrica de la tubería disponibilidad de corriente alterna y caminos de acceso a las posibles instalaciones de PC cantidad, longitud y ubicación de casings (tubos camisa) cantidad, ubicación y funcionamiento de las válvulas de la línea principal y tipo de recubrimiento cantidad, ubicación y alcance de estaciones (por ej., compresor, bombeo, medición, etc.) cantidad, longitud y ubicación de secciones realizadas mediante la tecnica de perforación horizontal dirigida.

Información acerca del Medio

a) Condiciones del Suelo resistividad del suelo a lo largo de la traza y a la profundidad del

tubo información geológica (tipos de suelo y profundidades) variabilidad de la humedad (estacional) variabilidad de la temperatura variación del pH

b) Interferencia Eléctrica

Deben revisarse la presencia, ubicación y características de operación de los siguientes sistemas:

sistemas de protección catódica por corriente impresa en tuberías ajenas u otras estructuras

sistemas electrificados de transporte, líneas de alto voltaje DC, trabajos de soldadura, y cualquier otro sistema eléctrico que directa o indirectamente utilice la tierra como camino para conducir corriente



•

•

sistemas de transmisión o distribución de corriente alterna paralelos a la tubería o cuyas puestas a tierra eléctricas o patas de las torres sean adyacentes a la nueva tubería

estructuras metálicas ajenas y su susceptibilidad a ser dañadas por interferencia

susceptibilidad de la tubería a las corrientes telúricas u oceánicas.

Otros Datos Necesarios

establecer los criterios de protección apropiados características de polarización para establecer el requerimiento de corriente características de atenuación de la estructura requerimientos regulatorios y de permisos

Relevamientos de Campo Comunes

resistividad del suelo a lo largo de la traza de la tubería y a mayor profundidad en las posibles ubicaciones de dispersores de corriente (ground bed anodes) impresa y ánodos inspección visual de la traza de la tubería, para verificar si hay energía eléctrica disponible para sistemas de corriente impresa ensayo de AC inducida en un alambre aislado a lo largo de la traza del tubo que corre paralelo a las líneas de energía AC localizar los “hot spots” (puntos de corrosión localizada) en tubería desnuda.

4.2 Determinación del Requerimiento de Corriente 4.2.1 Densidad de Corriente Como muestra la Figura 4-2, el potencial polarizado del acero varía ampliamente dentro del rango de densidades de corriente que va de 0.1 a 200 mA/ft2 según las condiciones del suelo. Los datos de esta figura se obtuvieron midiendo el potencial instant-off y la corriente en cupones de acero desnudo en 8 ubicaciones de los Estados Unidos. Nótese que el potencial polarizado en Roswell es menos negativo que –800 mVcse aún a densidades de corriente cercanas a los 100 μA/cm2 (100 mA/ft2), mientras en Greenup se midió un potencial polarizado de –850 mVcse a densidades de corriente muy bajas, de hasta 0.1 μA/cm2 (0.1 mA/ft2).


Victoriaville

ElkinsGreenupPlain City

RoswellSaginawThomasvilleTrinidad

0.01 0.10 1 10 100 1000-1.6

-1.4

-1.2

-1.0

-0.8

-0.6

-0.4

-0.2

0.0

Pot

enci

al O

FF (V

,CS

E)

Cu Drrent ensity (mA/ft ) ( A/cm )2 2μ


Densidad de corriente

Figura 4-2: Densidad de Corriente del Cupón en Función del Potencial OFF

Fuente: Thompson, N.G. and Lawson, K. M., Development of Coupons for Monitoring Cathodic Protection Systems, PRCI Contract PR-186-9220 (Catalog No. L51887), Dec. 2001, p.101, Fig. 93.

Uno de los principales factores que producen una gama tan amplia de densidades de corriente es el grado de oxígeno disuelto disponible en la interfase acero/tierra. Por ejemplo, la Figura 4-3 muestra la diferencia en las características de polarización del acero en arcilla (un medio típicamente anaeróbico) y en suelo arenoso de buen drenaje (un medio aireado).


Acero al Carbono en Arena

P

oten

cial

OFF

(V,C

SE

)

Acero al Carbono en Arcilla

Densidad de Corriente (microAmperes/cm2)

Vista en Planta Figura 4-3: Potencial Instant-off vs. Densidad de Corriente para un Electrodo de Acero al

Carbono en Suelo Arenoso y Arcilloso, según los Resultados de un Ensayo de Polarización a Largo Plazo

Fuente: Gummow, R.A., Qian, S. and Baldock, B., AC Grounding Effects on Cathodic Protection Performance in Pipeline Stations, PRCI Contract PR-262-9913 (Catalog No. L51908), Dec. 2001, p.27, Fig. 2-24.

Parte de la razón por la cual se requiere mayor densidad de corriente en los suelos aireados que en los anaeróbicos, es que el potencial de corrosión del acero en arena aireada de alta resistividad está entre los –300 y los –400 mVcse , mientras que en arcilla está entre los –700 y los –800 mVcse. Por lo tanto, para polarizar el acero en arcilla hasta –850mVcse se requiere solamente un cambio de 50 a 150 mV en el potencial polarizado, en lugar de los 450 a 550 mV en arena. Sin embargo, el oxígeno disuelto es un despolarizador catódico, dado que acelera la transferencia de cargas a través de la interfase acero/tierra mediante la reacción de reducción.


O2 (disuelto) + 2H2O + 4e– 4OH– [4-1] Por consiguiente, se necesita una mayor corriente para alcanzar un nivel dado de polarización, como puede verse en la Figura 4-4 que compara la polarización catódica del acero en soluciones aeróbicas y anaeróbicas.


-1.4

-1.2

-1.1

-0.8

-0.7

-0.6

-0.5

-0.4

-0.3

-0.2

-0.9

1.0

-1.3

10-7 10-6 10-5 10-4 10-3

Pot

enci

al, V

(Cu/

CuS

O4)

HydrogenEvolution

OxygenReduction

aerated

deaerated

cm2Cur Drent ensity, A/


Densidad de corriente, A/cm2

Figura 4-4: Curvas de Polarización en Soluciones Aeróbicas y Anaeróbicas con un pH de 7

Fuente: Fundamental Process of Cathodically Protecting Steel Pipelines, Thompson, N.G. and Barlo, T.J., 1983 International Gas Research Conference, p.278.

Por último, un pH bajo y una temperatura elevada también pueden aumentar los requerimientos de densidad de corriente, debido a los efectos de la despolarización. Debido a la gran variación en los requerimientos de densidad de corriente, resulta importante que la estimación de la misma sea lo más precisa posible. Una vez que se han determinado los requerimientos de densidad de corriente, se trata simplemente de multiplicar la densidad de corriente requerida por la superficie desnuda para obtener la corriente total:

IT,cp = icp,desnuda × As,desnuda

[4-2] Nótese que la corriente total así calculada supone que la misma se distribuirá uniformemente, sin tener en cuenta la atenuación o las posibles condiciones en que la densidad de corriente no sea uniforme. Asimismo, para estructuras bien recubiertas en que la superficie desnuda puede ser muy pequeña, la Ecuación 4-2 podría estar subestimando la corriente que realmente se requiere, ya que la conductancia del recubrimiento dejará pasar algo de corriente a través del mismo hacia la estructura.


Por consiguiente, podríamos modificar la Ecuación 4-2 para incluir la densidad de corriente a través del revestimiento de la siguiente forma:


IT,cp = icp,desnuda × As,desnuda

+ icp,revestida × As,revestida

[4-3] Algunas veces, en estructuras muy bien revestidas en las que la superficie desnuda es muy pequeña (i.e. As,desnuda 0), la corriente requerida para las superficies desnudas se ignora y se utiliza una densidad de corriente conservadora (i ) para la superficie revestida. cp,revestida Para algunas estructuras expuestas a características de polarización muy diferentes, puede resultar necesario considerar los requerimientos de corriente en base a la zona. Por ejemplo, las plataformas de perforación offshore están expuestas al agua aireada y agitada de la superficie, agua más calma y menos agitada a medida que aumenta la profundidad y lodo en la base de la plataforma. Por lo tanto, para calcular el requerimiento de corriente, frecuentemente se divide la plataforma offshore en tres zonas, como muestra la Figura 4-5.

Mud Line

-150

-120

-90

-60

-30

0

1572

1055

646

423

318

205

Mud

806

350

1118

1849

2167

1971

5005

Areassq. meters

Water Line

Elevation (M)

Zone 1(icp = 150 mA/m )2



H V

'H' column is surface area of horizontal structural members'V' column is surface area of vertical structural members

Figura 4-5: Superficies y Densidades de Corriente para Diferentes Zonas en una Plataforma de Perforación Desnuda.



Este enfoque basado en las diversas zonas de una estructura podría usarse también para tuberías mal revestidas que tengan tramos expuestos a condiciones de suelo muy distintas entre sí o para tuberías revestidas con conductancias de recubrimiento muy divergentes. 4.3 Métodos para Estimar el Requerimiento de Corriente Existen varios métodos que se usan comúnmente para estimar la corriente requerida para lograr la protección. 4.3.1 Publicaciones A partir de diversas publicaciones, disponemos de tablas con rangos de densidad de corriente para el acero en diferentes medios. A continuación se muestran algunas de estas tablas. (Ver Tabla 4-1). La primera parte de esta tabla lista las densidades de corriente para acero desnudo y revestido en agua de mar según la velocidad del agua; la densidad de corriente aumenta a medida que aumenta la velocidad del agua. Estos valores también podrían usarse para agua dulce, ya que existen pocas diferencias en las características de polarización entre agua dulce y agua de mar. La segunda parte de la tabla muestra la densidad de corriente del acero bien revestido en función de la resistividad del suelo. Vemos que la densidad de corriente disminuye a medida que aumenta la resistividad del suelo. Si el suelo de mayor resistividad también está más aireado, se requerirá una densidad de corriente mayor, no menor. Tanto en agua de mar como en suelos, la densidad de corriente para el acero bien revestido va de 1 a 2 mA/m2 (0.1 a 0.2 mA/ft2). La densidad de corriente para el acero desnudo en agua de mar estancada va de 20 a 30 mA/m2 (2 a 3 mA/ft2), valores que pueden aplicarse también a suelos y aguas dulces.



Tabla 4-1: Requerimientos de Corriente Aproximados para la Protección Catódica del Acero

Densidad de Corriente Condiciones Ambientales mA/m2 mA/ft2

Inmersa en Agua de Mar (a)

Inmóvil Buen revestimiento 1 a 2 0.1 a 0.2 Revestimiento malo o

envejecido 2 a 20 0.2 a 2 Sin revestimiento 20 a 30 2 a 3

Baja Velocidad(b) Buen revestimiento 2 a 5 0.2 a 0.5 Mal revestimiento 5 a 20 0.5 a 2 Sin revestimiento 50 a 150 5 a 15

Velocidad Media (c) Buen revestimiento 5 a 7 0.5 a 0.7 Mal revestimiento 10 a 30 1 a 3 Sin revestimiento 150 a 300 15 a 30

Alta Velocidad (d) Mal revestimiento o sin

revestir 250 a 1000 25 a 100 Enterrada (e)

Resistividad del Suelo 0.5 a 5 Ω-m 1 a 2 0.1 a 0.2 5 a 15 Ω-m 0.5 a 1 0.05 a 0.1 15 a 40 Ω-m 0.1 a 0.5 0.01 a 0.05

(a)Estructuras o recipientes (d)Flujo turbulento (b)0.3 a 1 m/s (1 a 3 ft/s) (e)Tuberías o estructuras, recubiertas o forradas (c)1 a 2 m/s (3 a 7 ft/s)

Fuente: NACE Corrosion Engineers Reference Book, NACE International, 3rd Edition, Robert Baboian, Ed., 2002, p.162

La Tabla 4-2 lista los rangos comunes de densidad de corriente para acero desnudo en contacto con diferentes medios. Nótese que estos valores difieren en alguna medida de los de la Tabla 4-1, que muestra las grandes variaciones que encontramos en diversas publicaciones. Por cierto, es probable que el rango de densidad de corriente establecido para el acero en hormigón sea de un orden de magnitud más que el que se usa en la práctica.

Tabla 4-2: Requerimientos Comunes de Densidad de Corriente para la Protección Catódica *



Densidad de Corriente Medio mA/ft2 mA/m2

Suelo neutro 0.4 a 1.5 4.3 a 16.1 Suelo muy ácido 3 a 15 32.3 a 161 Suelo caliente 3 a 25 32.3 a 269 Agua dulce en movimiento 3 a 6 32.3 a 64.6 Agua dulce turbulenta con oxígeno disuelto 3 a 15 32.3 a 161.4 Agua caliente 3 a 15 32.3 a 161.4 Agua de mar 3 a 15 32.3 a 161.4 Químicos, solución ácida o alcalina en tanques de procesamiento 3 a 15 32.3 a 161.4

Hormigón mojado (Concreto húmedo) 3 a 15 32.3 a 161.4

*En base a la totalidad de la superficie de la estructura.

Fuente: Shrier, L.L., Corrosion, Vol. 2, Newness-Butterworths, Boston, 1976, p11:65 Los requerimientos de corriente para otros metales, como en sistemas de puesta a tierra eléctrica, son similares en un suelo arcilloso anaeróbico y de baja resistividad, como indica la Tabla 4-3. En un suelo arenoso de alta resistividad y bien aireado, los requerimientos de corriente varían considerablemente para los distintos tipos de materiales de puesta a tierra.

Tabla 4-3: Requerimientos Comunes de Densidad de Corriente para Polarizar Catódicamente

Distintos Metales a –850 mVcse 1

Material del Electrodo de Puesta a Tierra

Arcilla(1)

μA/cm2Arena (2)

μA/cm2

Acero al carbono 0.1 20 Cobre 0.1 100 Cobre Estañado 0.1 20 Hierro Silicio 0.1 20 Acero inoxidable 0.1 8

(1) anaeróbico, baja resistividad (1800 Ω-cm) (2) bien drenado y aireado, alta resistividad (>50,000 Ω-cm)

A fin de seleccionar con precisión entre las estimaciones provenientes de publicaciones, lo más recomendable es buscar información acerca de aplicaciones lo más parecidas posible a nuestra aplicación.

1 Gummow, R.A., AC Grounding Effects on Cathodic Protection Performance in Pipeline Stations, PRCI

Contract #PR-262-9913, Final Report, Dec. 2001.



• •

•

4.3.2 Experiencia en Estructuras Similares en Condiciones Similares Uno de los métodos más comunes para estimar los requerimientos de corriente consiste simplemente en usar los valores de densidad de corriente que resultaron exitosos en el pasado. Esto puede aparecer como requerimiento de corriente en función de:

densidad de corriente por unidad de superficie recubierta (icp,recubierta) densidad de corriente por unidad de superficie (icp,desnuda) multiplicada por la cantidad de superficie desnuda estimada, o corriente por unidad de superficie de una estructura real en condiciones ambientales similares.

La desventaja de todos estos métodos se presenta en cuanto las condiciones de la aplicación difieren significativamente de las de la experiencia citada. 4.3.3 Determinar los Requerimientos de Corriente en una

Estructura Recubierta Estimando el Porcentaje de Superficie Desnuda

En el caso de una estructura recubierta, es muy común estimar el porcentaje sin revestir y luego multiplicarlo por la densidad de corriente apropiada para las condiciones del medio. Por ejemplo, si se estima que la estructura tiene un 1% sin revestir (una estimación común) y la superficie desnuda requiere 20 mA/m2 (2 mA/ft2), la densidad de corriente equivalente en función de la superficie recubierta será

icp =( % desnuda/100) . icp, desnuda

icp = 0.01 × 20 mA/m2

icp = 0.2 mA/m2 (0.02 mA/ft2) Este método no toma en consideración la cantidad de corriente que pasa a través del recubrimiento, pero generalmente la estimación que se hace del porcentaje desnudo es tanto más alta de la realidad, en el caso de una estructura bien revestida, que el requerimiento de corriente calculado resulta más que adecuado. El porcentaje de superficie desnuda en tuberías bien revestidas (conductancia del revestimiento < 100 μS/m2) es de al menos 2 órdenes de magnitud menos que el


1% desnudo, como muestra la Figura 4-6 para el caso de acero revestido con epoxy fundido (FBE, fusion bonded epoxi) . Sin embargo, si en la Ecuación 4-4 usáramos un porcentaje desnudo de 0.001%, la corriente requerida estaría significativamente subestimada. Esto se debe a que en tuberías extremadamente bien revestidas la mayor parte de la corriente pasa a través del revestimiento, ya que la superficie revestida es mayor a las superficies de los holidays en muchos órdenes de magnitud (véase Sección 4.11.7) .

0.1

1

10

100

1000

10000

100000

0.000001 0.00001 0.0001 0.001 0.01 0.1 1 10 100

Bare Area %

Con

duct

ance

(mic

roS/

sqm

)

Soil Resistivity = 1000 ohm.cmResistividad del suelo = 1000 ohm.cm

mala

2 ) C

ondu

ctan

cia

(mic

roS

/cm

regular

buena


Figura 4-6: Conductancia de un Revestimiento de FBE en Función de la Superficie Desnuda,

Normalizada para una Resistividad del Suelo de 1000 Ω-cm con Respecto a la Calidad General del Revestimiento de la Tabla 4-4

Fuente: Gummow, R.A. and Segall, S.M., PRCI Contract PR-262-9738, In-Situ Evaluation of Directional

Drill/Bore Coating Quality – Evaluation of Test Methods, Final Report, Oct. 1998, p.43 4.3.4 Método de la Mínima Caída de Potencial (Voltage Drop) La experiencia ha demostrado que en condiciones de resistividad del suelo en un rango medio, un potencial de protección catódica de 300 mV aplicado entre el terreno remoto y una estructura resulta suficiente para producir una polarización que cumpla con los criterios normalizados. De hecho, en el Standard de NACE RP0169, uno de los criterios aceptados consistía en un desplazamiento mínimo de potencial de 300 mV. Aún después de haber sido eliminado como criterio, a veces

excelente

% de Superficie Desnuda


se usa como criterio “de arranque”, al energizar los rectificadores, para determinar la salida de corriente inicial. El desplazamiento de 300 mV sobreestimará la corriente requerida en condiciones de baja resistividad (por ejemplo, agua de mar, aguas saladas) y subestimará los requerimientos de corriente en suelos de alta resistividad. Este método supone que si se obtiene una caída de potencial mínima, como 300 mV, entre la estructura y el terreno remoto, entonces la corriente requerida para ello es suficiente para suministrar una protección catódica adecuada. Esto puede calcularse usando la conductancia de revestimiento estimada, o los resultados de mediciones de campo, como muestra la Figura 4-7.

4.3.4(a) Ensayo para Determinar la Corriente Requerida en una

Tubería Basándose en la Caída de Potencial Mínima Se aplica una corriente directa de ensayo (It) desde una ubicación remota a través de un amperímetro y un interruptor.

Fuente de DCV

tubo recubierto

A

terreno remoto

It

Figura 4-7: Método de la Caída de Potencial para Determinar los Requerimientos de Corriente

La corriente de ensayo se enciende y se apaga mediante un interruptor programado como para que la duración del ciclo “on” sea corta en comparación con el ciclo “off”, para evitar los efectos de la polarización. Se mide el potencial tubo-suelo con respecto a un electrodo de referencia remoto cuando la corriente está encendida (V


on) y apagada (Voff). La diferencia de potencial (ΔV) entre Von y Voff se expresa mediante la siguiente ecuación:

ΔV = Von – Voff [4-5]


Luego se calcula la corriente requerida como la cantidad de corriente necesaria para desplazar el potencial en 300 mV.

tcp I VmV300 I ×

Δ= [4-6]

Para una estructura larga, es común medir los potenciales tubo-suelo on/off en varias ubicaciones, y para calcular la corriente requerida se usa el valor de la ubicación que tiene menos desplazamiento (ΔVmin), a fin de obtener un valor conservador. Además, cuando se prevé que habrá varias fuentes de corriente de protección catódica, podría usarse un criterio menor de caída óhmica (por ej., 150 mV) en la intersección entre dos fuentes. Se asume que cada fuente contribuirá con 150 mV de caída óhmica, alcanzando así un total de 300 mV. Si bien frecuentemente se usa el criterio de 300 mV de desplazamiento mínimo de potencial para los cálculos de requerimiento de corriente, éste no constituye un criterio standard en la industria. 4.3.4(b) Uso de la Resistencia Tubo-Suelo para Determinar la

Corriente Requerida Mediante el Método de Caída Óhmica Si se mide un tramo aislado de tubo según se indica en la configuración de la Figura 4-7, el cambio de potencial promedio (ΔVave) dividido por la corriente de ensayo da por resultado la resistencia promedio del tubo (Rp,re) al terreno remoto, usando la Ecuación 4-7:

t

averep, I

V R Δ= [4-7]

La corriente requerida por el tramo medido para obtener una caída de 300 mV sería:

rep,cp R

mV300 I = [4-8]

Como veremos más adelante en este capítulo, la resistencia del tubo también puede calcularse mediante otros métodos. Las desventajas de este método consisten en que no determina las características de polarización de la estructura y que podría variar considerablemente según la resistividad del suelo, a menos que el recubrimiento fuera de altísima calidad. Por lo tanto, en suelos de alta resistividad esta técnica dará por resultado una mayor



caída óhmica que en suelos de baja resistividad, y por consiguiente, en una menor corriente requerida. 4.3.4(c) Cálculo de la Corriente Requerida para Alcanzar una Caída

de Potencial Mínima en una Estructura Recubierta, Basado en la Resistencia del Recubrimiento

Suponiendo que, al aplicar una corriente catódica a la estructura, la mayor parte de la caída óhmica ocurre más bien a través del revestimiento que en el electrolito, puede usarse la resistencia específica del revestimiento (r′c) para determinar la corriente requerida por unidad de superficie con respecto a un criterio de caída de potencial mínima (por ej., 300 mV) en la Ecuación 4-9:

c cp r

mV300 i′

= [4-9]


donde: r′c es la resistencia específica del revestimiento en Ω-m2 o en Ω-ft2

El valor de r′c puede obtenerse directamente de la Tabla 4-4, donde se listan conductancias típicas para diferentes calidades de revestimientos en suelos de 1000 Ω-cm, o indirectamente a partir de la conductancia del revestimiento específica (g′ ), ya que:

g1 r c ′

=′ [4-10]



Tabla 4-4: Típicos Valores de Conductancia por Pérdidas Tubo-Suelo Específica para Recubrimientos de Protección Dieléctricos en un Suelo de 1000 Ω-cm

Por ejemplo, para 1 m2 de excelente revestimiento en una tubería larga y en un suelo de 1,000 Ω-cm, la densidad de corriente requerida para producir una caída de potencial de 300 mV sería:

24mV300 @ cp m-10V0.3

Ω=i [4-11]

= 0.3 × 10-4 A/m2

= 30μA/m2 (~3μA/ft2) Si la resistividad del suelo no es de 1,000 Ω-cm, comúnmente se extrapola linealmente la resistencia específica a la resistividad efectiva.

Tuberías Largas Conductancia Específica del Resistencia Específica del con Pocas

Ramificaciones Recubrimiento Promedio Recubrimiento Promedio

g′ r′c

Calidad del Trabajo Siemens/ft2 Siemens/m2 Ω-ft2 Ω-m2

Excelente <1 x 10-5 -4<1 x 10 >105 >104

-5Bueno 1 x 10 a 5 x 10-5 -41 x 10 a 5 x 10-4 4 52 x 10 a 10 3 42 x 10 a 10-5Regular 5 x 10 a 1 x 10-4 -45 x 10 a 1 x 10-3 104 4a 2 x 10 103 3a 2 x 10

Malo >1 x 10-4 >1 x 10-3 <104 <103

Tubo Desnudo -3(2 a 12 in.)

(5 a 30cm) 4 x 10 a 2 x 10-2 -24 x 10 a 2 x 10-1 50 a 250 5 a 25

Distribución de Conductancia Específica del Resistencia Específica del Gas o Agua, con Recubrimiento Promedio Recubrimiento Promedio Muchas Ramificaciones g′ r′c

Calidad del

Trabajo Siemens/ft2 Siemens/m2 Ω-ft2 Ω-m2

Excelente <5 x 10-5 -4<5 x 10 >2 x 104 >2 x 103

-5Bueno 5 x 10 a 1 x 10-4 -45 x 10 a 1 x 10-3 104 4 a 2 x 10 103 3 a 2 x 10-4Regular 1 x 10 a 5 x 10-4 -31 x 10 a 5 x 10-3 3 42 x 10 a 10 2 32 x 10 a 10

Malo >5 x 10-4 >5 x 10-3 <2 x 103 <2 x 102

Tubo Desnudo -3(2 to 12 in.)

(5 to 30 cm) 4 x 10 a 2 x 10-2 -24 x 10 a 2 x 10-1 50 a 250 5 a 25


En el ejemplo anterior, la resistencia específica en un suelo de 10,000 Ω-cm sería:

cm- 1,000cm- 10,000 r r c cm-ohm 10,000 @ c Ω

Ω×′=′ [4-12]


= 104 Ω-m2 x 10 = 105 Ω-m2 (106 Ω-ft2) Por lo tanto, la corriente requerida, determinada mediante el método de la caída de potencial, sería:

25cm-ohm 10,000 300mV, @ cp m-100.3V iΩ

= [4-13]

= 3 μA/m2 2 (~0.3 μA/ft )

4.3.5 Ensayo de Polarización El método de medición de la polarización es similar al de la caída óhmica, excepto que la corriente de ensayo se va incrementando en pequeñas cantidades partiendo de un valor bajo, la corriente de ensayo permanece encendida durante un largo período, y el interruptor se configura para que interrumpa la corriente durante un ciclo off muy corto. No hace falta colocar el electrodo de referencia en el terreno remoto a menos que la estructura sea inaccesible, como en el caso de un well casing (tubo camisa de pozo). Luego se grafica el potencial polarizado de la estructura (Eoff) en papel semilogarítmico en función de la corriente de ensayo aplicada, como se muestra en la Figura 4-8. En el gráfico, se identifica la porción lineal de la curva de polarización y se dibuja una línea recta que intersecte la línea del potencial de corrosión original (Ecorr). Esta línea se conoce erróneamente como línea o pendiente de Tafel. El punto en que intersecta el potencial de corrosión (pt. ) representa la magnitud de la corriente de corrosión (Icorr). El punto en que la línea se empieza a apartar de los datos graficados (pt. ) determina la corriente de protección catódica requerida.


1

2


Tafel Slope

Icorr Icp

Ecorr

-0.50

-0.55

-0.60

-0.65

-0.70-0.02-0.01 -0.05 -0.1 -0.2 -0.5 1 2 5 1

Pendiente de Tafel

Pot

enci

al (V

olts

,CS

E)

0

Current (Amperes)Corriente (en Amperios)

Figura 4-8: Gráfico de Polarización Catódica y Determinación de la Corriente de Protección Catódica (Icp) Requerida

Para que esta técnica de polarización”E log I” resulte precisa, es importante permitir que el potencial polarizado correspondiente a cada salida de corriente se aproxime a la condición de estado estacionario (esto es, ΔEoff 0 con el tiempo). Los intervalos cortos (esto es, velocidades de barrido mayores) producen valores más elevados de corriente requerida que los intervalos largos, ya que la polarización no está sólo en función de la corriente, sino también del tiempo. La Figura 4-9 muestra el efecto del tiempo sobre la forma y las características de la curva de polarización. Para poder alcanzar un comportamiento de Tafel con un ensayo de polarización de corta duración, la estructura debe estar inmersa en un medio anaeróbico. En estas condiciones, la reacción de reducción catódica será la reacción de reducción del ion hidrógeno (protón), reacción controlada por activación; por el contrario, cuando esa reacción de reducción es la de reducción de oxígeno disuelto, es mucho más probable que haya un control de concentración. La curva de polarización no exhibirá un comportamiento lineal de Tafel, pero será del tipo curvilínea indicando la existencia de efectos de concentración (o difusionales). En este caso un ensayo de polarización de corta duración no puede proveer los requerimientos de corriente para una adecuada protección catodica. Si hay un


comportamiento de Tafel, los requerimientos de corriente para conseguir una adecuada protección catódica es el valor de la corriente que corresponde al comienzo de la zona de Tafel (comienzo de la recta de Tafel). A medida que aumenta el intervalo, disminuye la corriente requerida para polarizar el acero hasta un potencial determinado. La forma de la curva de polarización pasa de presentar una considerable polarización por concentración de oxígeno (cuando tiempo = 0) a una relación E log I completamente lineal, cuando t ∞. Probablemente, este último comportamiento se debe a que la reacción de reducción principal es la reducción del ion hidrógeno.


Time = 0

Log I

Tiempo = 0

Pot

enci

al (E

)

Ti = ∞meTiempo =

Figura 4-9: Efecto del Tiempo sobre la Forma de una Curva de Polarización Catódica Dinámica

Fuente: Nisancioglu, K., Gartland, per Olav, Dahl, T., and Sander, E., The Role of Surface Structure and Flow Rate on the Polarization of Cathodically Protected Steel in Sea Water, Corrosion /86, Paper No. 296

Claramente, si aplicamos a estos gráficos el criterio de requerimiento de corriente E log I, obtendremos requerimientos de corriente muy diferentes, en cuyo caso, los valores de la curva de menor duración constituirán los resultados más imprecisos pero más conservadores. Además, a medida que aumenta la polarización por concentración de oxígeno, se hace más difícil dibujar una línea verdaderamente recta, ya que la pendiente de Tafel se aproxima tangencialmente a la curva en lugar de intersectar varios puntos definidos de la misma. El hecho de dejar pasar largos intervalos de tiempo entre los incrementos de corriente aplicada, hace que este método tenga limitaciones tanto desde el punto de vista del tiempo como de los costos al aplicarse en campo. Esta técnica se usa principalmente para determinar requerimientos de corriente en encamisados de


pozos (well casings), que por su profundidad generalmente están expuestos a condiciones de suelo anaeróbicas. Por lo tanto, la característica de polarización es más lineal y el potencial polarizado resulta menos dependiente del tiempo. Para determinar requerimientos de corriente para el acero sometido a corrientes de agua, resulta bastante conveniente realizar barridos de polarización catódica, ya sea galvanostáticos (establecer una corriente y medir el potencial como en el ejemplo anterior) o potenciostáticos (establecer un potencial y medir la corriente). Estos ensayos pueden realizarse con facilidad en cupones, tanto en laboratorio como en el recipiente in situ, usando potenciostatos automatizados.

4.3.6 Método de Desplazamiento de Polarización El método de desplazamiento de polarización implica aplicar una corriente de ensayo como puede verse en la Figura 4-7 durante un cierto período de tiempo, hasta que el desplazamiento del potencial polarizado se aproxima a cero

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛→

ΔΔ

0t

Ep . La magnitud de la corriente de ensayo se determina de manera que sea

una fracción significativa de la obtenida mediante una estimación aproximada de la corriente requerida. Una vez que el potencial ”on” se ha estabilizado, se ajusta el interruptor para interrumpir la corriente con un ciclo off corto, de manera de poder anotar el potencial polarizado en la ubicación de la medición estructura-tierra. El desplazamiento de potencial por polarización de cada ubicación se determina restando el potencial de corrosión (Ecorr) del potencial polarizado (instant-off) (Ep). ΔE = E – E [4-14] p p corr

Luego se calcula la corriente requerida dividiendo el desplazamiento por polarización deseado para la protección (por ej., 100 mV) por el desplazamiento por polarización del ensayo multiplicado por la corriente de ensayo.

tp

cp I EmV100 I ×

Δ= [4-15]

La ventaja de este ensayo con respecto al ensayo E log I es que se requiere menos tiempo en la ubicación del ensayo y menos capacidad de corriente para el ensayo. La desventaja es que presupone que la relación entre potencial polarizado y



corriente aplicada es lineal, lo cual no es cierto, como vimos en las Figuras 4-8 y 4-9. Sin embargo, si la estimación original se aproxima a la corriente efectivamente requerida, este método da buenos resultados. En la Figura 4-10 se grafican los requerimientos de densidad de corriente para 100 mV de polarización en función del % de superficie desnuda para un tubo revestido con epoxi fundido (FBE fusion bonded epoxy) con holidays artificiales.

0.1

1

10

100

1000

10000

0.0001 0.001 0.01 0.1 1 10 100

Req

uire

d C

urre

nt D

ensi

ty (m

icro

A/s

qm/1

00 m

V)D

ensi

dad

de C

orrie

nte

Req

uerid

a


Bare Area %

Figura 4-10: Densidad de Corriente en Suelo Arcilloso para un Desplazamiento por Polarización de 100 mV vs. % de Sup.Desnuda en Acero Recubierto

Fuente: Gummow, R.A. and Segall, S.M., PRCI Contract PR-262-9738, In-Situ Evaluation of Directional

Drill/Bore Coating Quality – Evaluation of Test Methods, Final Report, Oct. 1998, p.44

Esta curva sólo considera el caso de un tubo enterrado en un ambiente anaeróbico. Para una tubería bien revestida, el porcentaje de superficie desnuda debiera ser de 0.01% o menos, lo que resulta en un requerimiento de densidad de corriente de 10 μA/m2 para 100 mV de polarización. 4.4 Cálculo de las Resistencias de un Circuito de

Protección Catódica

(mic

roA

/cm

2 /100

mV

)

% de Superficie Desnuda


Luego de determinar los requerimientos de protección catódica mediante uno o varios de los métodos antes descriptos, el paso siguiente consiste en elegir corriente galvánica o impresa, como se indica en el diagrama de flujo de la Figura 4-1. Muchos factores afectan esta elección, pero los factores predominantes que más impacto tienen sobre los costos del sistema son la corriente requerida y la resistividad del medio. Generalmente, a medida que aumentan la corriente y la resistividad, como vemos en la Figura 4-11, la corriente impresa resulta más económica.


10 20 30 40 50 60 70 80 90 1 0 0

0 .5

1 .0

1 .5

2 .0

2 .5

3 .0

3 .5

( in ohm-m)ρ

Anodos de corriente impresa

0 Anodos de Magnesio

Resistividad del suelo

Req

uerim

ient

o de

Cor

rient

e de

Pro

tecc

ión

(A)

Figura 4-11: Rango Económico para los Sistemas Galvánicos y por Corriente Impresa en Función

de la Corriente Requerida y la Resistividad del Suelo

Fuente: von Baeckman, W., Schwenk, W., and Prinz, W., Handbook of Cathodic Corrosion Protection – Theory and Practice of Electrochemical Protection Processes, Gulf Professional Publishing, 1997, p.495

El circuito de protección catódica para un sistema galvánico puede ilustrarse mediante el esquema eléctrico de la Figura 4-12.

Rc Ep,a

Ep,s

Rs,re

Ra,re

RemoteEarth

Ep,s = polarized potentialof structure (V)

Rs,re = resistance of structureto remote earth (ohm)

= resistance of anode(s)to remote earth (ohm)

Ra,re

= polarized potential ofanode(s) (V)

= cable resistance betweenanode & structure (ohm)

Ep,a

Rc

E = potencial polarizado de la estructura (V) p,s

Figura 4-12: Esquema Eléctrico para un Sistema Galvánico de Protección Catódica

R = resistencia de la estructura al terreno remoto (ohm)s,reTerreno remoto Ra,re = resistencia del ánodo(s) al terreno remoto (ohm)

Ep,a = potencial polarizado del ánodo(s) (V) =resistencia del cable entre el ánodo y la estructura (ohm)Rc


El esquema eléctrico para un sistema por corriente impresa está ilustrado en la Figura 4-13 y es similar al de la Figura 4-12.

Ep,a

Ep,sRc,s

Rs,re

Rgb,re

Ep,s

= resistance of negativecable from the structure

Rs,re

= polarized potential ofstructure (V)

= resistance of structureto remote earth (ohm)

= resistance of groundbedto remote earth (ohm)

= polarized potential ofthe groundbed (V)

Ep,a

Rc,a = resistance of positivecable to groundbed

Rc,s

Rgb,re


RemoteEarth

DC PowerSupply

Rc,a

Figura 4-13: Esquema Eléctrico para un Sistema de Protección Catódica por Corriente Impresa Luego de elegir el tipo de sistema, los materiales anódicos y la configuración, debemos calcular la resistencia del circuito de protección catódica, Rcp, de la siguiente manera: Para un sistema por corriente impresa Rcp = Rc,a + Rc,s + Rs,re + Rgb,re [4-16] Para un sistema galvánico Rcp = Rc + Rs,re + Ra,re [4-17] 4.4.1 Resistencia de un Único Ánodo en Forma de Jabalina

Enterrado Verticalmente La resistencia al terreno remoto (Ra,re) de un único ánodo enterrado verticalmente, con la cabeza del ánodo coincidiendo con el nivel del terreno, como se muestra en las Figuras 4-14a y 4-14b, puede calcularse utilizando la ecuación de Dwight modificada:

⎭⎬⎫

⎩⎨⎧

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛= 1

d8L ln

L 2ρ R rev, -π [4-18]

R c,s = resistencia del cable negativo desde la estructura

Ep,s = potencial polarizado de la estructura (V)

Rs,re = resistencia de la estructura al terreno remoto (ohm) Rgb,re = resistencia del dispersor al terreno remoto (ohm) E

Fuente de Corriente Continua

Terreno remoto

p,a = potencial polarizado del dispersor (V)

Rc,a = resistencia del cable positivo al dispersor


donde: Rv,re = resistencia del ánodo vertical al terreno remoto (ohmios) ρ = resistividad del suelo L = longitud del ánodo d = diámetro del ánodo


Rv ,r e L

d

ρ s L

d

(b) en relleno de baja resistividad (a) en contacto directo con la tierra

Figura 4-14: Ánodo Ubicado Verticalmente A Nivel Esta ecuación se aplica cuando L>>d, cuando la resistividad del suelo es homogénea y cuando el ánodo no está enterrado bajo nivel. Para ánodos galvánicos rodeados por relleno de baja resistividad rico en sulfatos (comúnmente, ρbackfill < 100 Ω-cm) pueden usarse para este cálculo las dimensiones externas del ánodo empaquetado en lugar de las dimensiones reales del ánodo. Esto también se aplica para ánodos de corriente impresa rodeados por relleno de coque. En la Ecuación 4-18 pueden usarse las dimensiones externas de la columna de coque sin que esto afecte la precisión del resultado en forma apreciable.

Ejemplos de Cálculos:

Usando la ecuación de Dwight, calcule la resistencia de un ánodo de 6 pies de largo y 2 pulgadas de diámetro en un suelo de 10,000 Ω-cm.

ρ = 10,000 Ω-cm d = 2 in. x 2.54 cm/in. = 5.1 cm L = 6 ft x 30.5 cm/ft = 183 cm

⎭⎬⎫

⎩⎨⎧

−⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ ×

πΩ

= 1 cm 5.1

cm 183 8ln cm 183 2

cm- 10,000 R v

= 8.7 (ln 287) – 1 = 8.7 5.65 – 1 = 40.5 Ω Para un ánodo de pozo profundo, en el que la profundidad hasta la parte superior del ánodo o de la columna de coque es aproximadamente del mismo orden de


magnitud que la longitud (L) del ánodo o de la columna de coque, se puede usar la Ecuación 4-19.

⎭⎬⎫

⎩⎨⎧

−⎟⎠⎞

⎜⎝⎛= 1

d4L ln

L 2ρ R rev, π [4-19]

donde: Rv,re = resistencia del ánodo vertical al terreno remoto (ohmios) ρ = resistividad del suelo L = longitud del ánodo d = diámetro del ánodo 4.4.2 Resistencia de Varios Ánodos Verticales Conectados a

una Estructura o Cable Colector en Común Cuando se conectan varios ánodos en paralelo a un cable colector en común, como se muestra en la Figura 4-15, puede calcularse la resistencia de todo el conjunto de ánodos verticales como un circuito en paralelo simple, siempre que los ánodos estén lo suficientemente apartados (S>>L) y que el cable colector tenga una resistencia despreciable.

L

d

Rgb,v

Ra,1 Ra,2Ra,3 Ra,n

s

Figura 4-15: Varios Ánodos Verticales Conectados a un Cable Colector en Común


Es decir, la resistencia en paralelo del dispersor (Rgb,v) está dado por:

an

na,a,3a,2a,1n

R1 N

R1

R1 ....

R1

R1

R1

R1

×=

++=

[4-20]


Por lo tanto, la resistencia del conjunto de varios ánodos, suponiendo que Ra,1 = Ra,2 = Ra,3, es simplemente la resistencia de un único ánodo, que se calcula con la ecuación de Dwight, dividida por la cantidad de ánodos (N). Esto también se aplica en el caso de ánodos galvánicos muy separados y conectados directamente a la estructura. Como la separación entre ánodos (S) generalmente es corta (es decir, S < 10L), se produce una interferencia mutua (congestionamiento debido a que la corriente que proviene de cada ánodo compite por el mismo paso) que hace que aumente la resistencia con respecto a la calculada en la Ecuación 4-21. La ecuación de Sunde que mostramos a continuación incluye un factor que contempla la resistencia adicional debido a la interferencia mutua.

⎭⎬⎫

⎩⎨⎧

+−⎟⎠⎞

⎜⎝⎛= (0.656N)ln

s2L 1

dL 8ln

NL 2ρ R v π [4-22]

donde: Rv = resistencia de varios ánodos verticales al terreno remoto , en ohmios ρ = resistividad del suelo L = longitud del ánodo d = diámetro del ánodo s = separación entre ánodos N = cantidad de ánodos Nótese que esta ecuación es simplemente la ecuación de Dwight dividida por N, más la corrección por el factor de “congestionamiento”. Ejemplo de Cálculo:

Calcule la resistencia de 10 ánodos (2 pulgadas de diámetro por 6 pies de largo) conectados a un cable colector, separados por 5 pies en un suelo de 10,000 Ω-cm.

diámetro = 2 in. (5.08 cm) longitud = 6 ft. (182.9 cm) separación = 5 ft. (152.4 cm) resistividad = suelo de 10,000 Ω-cm Usando la Ecuación 4-22:



Rv = 10,000 Ω - cm2 π 10 anodes ×182.9 cm

ln 8 × 182.9 cm5.08 cm

⎛ ⎝ ⎜

⎞ ⎠ ⎟ − 1 + 2 × 182.9 cm

152.4 cmln (0.656 × 10 anodes)

⎧ ⎨ ⎩

⎫ ⎬ ⎭

Por consiguiente: R = 0.87 (5.66 – 1) + 2.41(1.88) v = 0.87 (4.66 + 4.51) = 0.87 (9.17) = 7.98 Ω 4.4.3 Resistencia de un Único Ánodo en Forma de Barra

Enterrado Horizontalmente Como para todos los ánodos, la resistencia está en función de la resistividad del suelo, pero también en función de la profundidad (t) como se ve en la Figura 4-16.

d L

t

LCL C

t

d L

(b) en relleno de baja resistividad (a) en contacto directo con la tierra

Figura 4-16: Ánodo Enterrado Horizontalmente A Nivel Cuando la profundidad no es mucha (t << L) y (L >> d), se aplica la Ecuación 4-23:

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛=

dLln

L π2 R

2

ha, tρ [4-23]

donde: ρ = resistividad de suelo L = longitud del ánodo d = diámetro del ánodo t = profundidad hasta el eje del electrodo




cuando la profundidad es considerable (t >> L), se aplica la Ecuación 4-24.

y

Ra,h = ρ2 Π L

ln 2Ld

⎛

⎝ ⎜

⎞

⎠

⎟ [4-24]

n ambas ecuaciones, se asume que la resistividad del suelo es uniforme y que en

a Ecuación 4-24 también puede usarse para calcular la resistencia de una única

a Ecuación 4-23 también puede usarse para calcular la resistencia de varios

Elas ecuaciones pueden usarse las dimensiones externas de los ánodos galvánicos pre-empaquetados y de los ánodos de corriente impresa con relleno de coque sin introducir un error apreciable. Ljabalina vertical, donde t >> L. Lánodos horizontales siempre que estén instalados relativamente cerca uno del otro (s < La) y rodeados por coque continuo, como muestra la Figura 4-17a.

Rgb,h

d

L

t

LC

La

s

Figura 4-17a: Varios Ánodos Horizontales en una Zanja con relleno de Coque, Conectados a un

Cable Colector Común

Ejercicio en Grupo


Calcule la resistencia del siguiente ánodo, instalado vertical y horizontalmente, usando las Ecuaciones 4-18 y 4-23 respectivamente.

donde: L = 2 m t = 1 m D = 20 cm ρ = 10 Ω-m

4.4.4 Resistencia de Varios Ánodos Horizontales Conectados

a un Cable Colector Común Para varios ánodos horizontales conectados a un cable colector en común con resistencia despreciable, como en la Figura 4-17b, puede usarse la siguiente ecuación, que incluye un factor F de “congestionamiento”.

Rgb,h

dL

t

LCs

Figura 4-17b: Varios Ánodos Horizontales Conectados a un Cable Colector en Común

F N

R R ha,

hgb, ×= [4-25]

donde: Rgb,h = resistencia de N ánodos horizontales R = resistencia de un único ánodo a,h N = cantidad de ánodos F = factor de “congestionamiento” El factor de congestionamiento (F) puede calcularse usando la Ecuación 4-26.

0.656Nln πSRρ 1 F

ha,

+= [4-26]

donde:



F = factor de congestionamiento de varios ánodos ρ = resistividad del suelo S = separación extremo a extremo entre ánodos R = resistencia de un único ánodo horizontal a,h N = cantidad de ánodos conectados en paralelo

Ejemplo de Cálculo: Calcule la resistencia de 10 ánodos de 2 pulgadas de diámetro por 6

pies de longitud, conectados a un cable colector en común, a 11 pies de espaciamiento entre ánodos (espaciamiento de centro a centro) en un suelo de 10,000 Ω-cm usando la Ecuación 4-23.

Longitud (L) = 6 ft. x 30.5 cm/ft = 183 cm. DiametroD) = 2 in. x 2.54 cm/in. = 5.1 cm Espaciamiento (S) = 11 ft. x 30.5 cm/ft = 336 cm Resistividad (ρ) = 10,000 Ω-cm Profundidad (t) = 3 ft. x 30.5 cm/ft = 91.5 cm

Ra,h = ρ2π L

ln L2

td⎛

⎝ ⎜

⎞

⎠ ⎟

= 10,000 Ω - cm6.28 × 183 cm

ln 33489 cm2

466.7 cm2

⎛

⎝ ⎜

⎞

⎠ ⎟

= 8.7 ln 71.8 R = 8.7 x 4.27 = 37 Ω a,h Reemplazando Ra,h en la Ecuación 4-26 para obtener el factor de congestionamiento (F).

6.56ln 37 cm 336

cm- 10,000 1 FΩ××

Ω+=

π

= 1 + 0.256 x 1.88 F = 1.48 Reemplazando F en la Ecuación 4-25 se obtiene:



Rgb,h = 5.5 Ω Este resultado es más favorable que la resistencia calculada (Rgb,v) de

7.9 Ω o la configuración de ánodos verticales con la misma cantidad de ánodos, el mismo tamaño de ánodos y la misma separación entre ánodos (para el caso de los ánodos verticales la separación es entre ánodos, y la distancia de separación para ánodos horizontales también es de 5 pies, dado que los 11 pies para el calculo corresponde a la separación pero tomada entre centros de ánodos).

4.4.5 Cálculo de la Resistencia del Tubo al Terreno Remoto Existen varios métodos para determinar la resistencia de un tubo recubierto al terreno remoto. Para cualquier tubo, puede usarse el cambio de potencial (ΔV) que se produce entre el tubo y una referencia ubicada en el terreno remoto (como en la Figura 4-7) con una corriente de ensayo interrumpida, junto con la ley de Ohm, para calcular la resistencia del tubo (Rp,re):

Rp,re = VON − VOFF

It

(Ω)

Rp,re = ΔVIt

(Ω)

[4-27]

Para aumentar la confiabilidad del resultado, debe calcularse el cambio de potencial en varios puntos, si la tubería es extensa. Para tramos cortos de tubo desnudo, como en la Figura 4-18, se puede usar la Ecuación 4-23 para calcular la resistencia del tubo. El tramo debe separarse física o eléctricamente de cualquier estructura adyacente o contigua.

d

L

t

tubo

Rp,re



Figura 4-18: Resistencia de un Tramo Horizontal de Tubo Revestido

Para una tubería recubierta, la mayor parte de la resistencia al terreno remoto se dará a través del revestimiento. De acuerdo con esto, si se asume una resistencia específica del revestimiento (r′c), la resistencia del tubo al terreno remoto (Rp,re) puede calcularse a partir de la Ecuación 4-28.

s

c rep, A

r R′

= [4-28]

donde: r′c = resistencia específica del recubrimiento A = superficie del tubo s

Ejemplo de Cálculo:

Calcule la resistencia de un tramo de 1,000 m de largo de un tubo de 21.9 cm de diámetro en un suelo de 5,000 Ω-cm, si la resistencia específica del revestimiento (r′c) en un suelo de 1,000 Ω-cm es de 104 Ω-m2.

s

c rep, A

cm- 5,000 @ r R

Ω′=

donde:

′ r c @ 5, 000 Ω - cm = ′ r c @ 1, 000 Ω - cm × 5, 000 Ω - cm1, 000 Ω - cm

= 1 × 104 × 5,000 Ω - cm1,000 Ω - cm

= 5 × 104 Ω-m2

y: A = πdL s

= 3.14 × 0.219 m × 1,000 m = 688 m2

por consiguiente:

R p,re = 5 × 10 4 Ω - m2

688 m 2 = 72.7 Ω



4.4.6 Cálculo de las Resistencias Lineales de Cable y Tubo Para un cable de cobre sólido, la resistencia de un conductor de longitud (L) y diámetro (d) está dada por la siguiente ecuación:

AL ρ R

xcuc = [4-29]

donde: L = longitud A = superficie de la sección transversal x

ρ = resistividad volumétrica del cobre (comúnmente 1.72 μΩ-cm) cu

Pero las resistencias de cables más comunes pueden hallarse en tablas publicadas como la Tabla 4-5.

Tabla 4-5: Trenzas de Conductores de Cobre para Uso Enterrado Adecuadamente Aislado


Tamaño AWG

Diámetro Total, Excluyendo la

Aislación (pulgadas)

Peso Aprox. Excluyendo la

Aislación (lbs/1000 ft)

Maxima Tension de

Ruptura (lbs)

Máxima Capacidad de Resistencia a Corriente DC la DC a 20°C Máx. Permitida

(Ohms/1000 ft) (Amperios) 14 0.0726 12.68 130 2.5800 15 12 0.0915 20.16 207 1.6200 20 10 0.1160 32.06 329 1.0200 30 8 0.1460 50.97 525 0.6400 45


6 0.1840 81.05 832 0.4030 65 4 0.2320 128.90 1320 0.2540 85 3 0.2600 162.50 1670 0.2010 100 2 0.2920 204.90 2110 0.1590 115 1 0.3320 258.40 2660 0.1260 130

1/0 0.3730 325.80 3350 0.1000 150 2/0 0.4190 410.90 4230 0.0795 175 3/0 0.4700 518.10 5320 0.0631 200 4/0 0.5280 653.30 6453 0.0500 230

250 MCM 0.5750 771.90 7930 0.0423 255 Nótese que las resistencias son para corriente continua (DC), no para corriente alterna, ya que la resistencia a esta última es mayor debido a los efectos peliculares (skin effect).. La resistencia longitudinal (Rp) de un tramo de tubo de acero con una longitud (L) y una resistividad (ρsteel) es inversamente proporcional a la superficie de la sección transversal (Ax) de la pared del tubo. De la Ecuación 4-29.

AL ρ R

xcuc = [4-30]

( )22x ID OD

4 A −=

πy [4-31]

donde: OD = diámetro externo del tubo ID = diámetro interno del tubo La resistencia del tubo para un tramo de tubo standard puede calcularse usando la Tabla B-1 del Apéndice B.

Ejemplo de Cálculo:

Calcule la resistencia de un tramo de 1 km de una tubería Schedule 30 de 20 pulgadas de diametro a partir de la Tabla B-1 con datos acerca de Tubos de Acero (Apéndice B). Las dimensiones del tubo son las siguientes:

OD = 50.8 cm ID = OD – 2 (espesor de pared) = 50.8 cm – 2 (1.27 cm)



ID = 48.26 cm A partir de la Ecuación 4-31:

( ) ( )[ ]22x cm 48.26 cm 50.8

4 A −=

π


= 0.785 [2581 cm2 – 2329 cm2] Ax = 0.785 [252 cm2] Ax = 198 cm2 Reemplazando Ax en la Ecuación 4-30 y asumiendo que ρsteel = 18 × 10-6

Ω-cm (un valor conservador con respecto a la Tabla B-1) se obtiene:

2

5-6

p cm198cm 10 cm- 10 18 R ×Ω×

=

Rp = 0.009 Ω o 9 mΩ por kilómetro

4.5 Cálculo de la Capacidad y Vida Útil del Sistema Para determinar la cantidad de material anódico necesario para un sistema de protección catódica, es normal determinar la capacidad electroquímica requerida. La capacidad electroquímica es simplemente la cantidad de corriente de protección catódica requerida multiplicada por la vida útil anticipada para el sistema, como se muestra en la Ecuación 4-32. [4-32] L I C cpcp ×= donde: I = corriente de protección catódica requerida cp L = vida útil requerida C = capacidad electroquímica del sistema de CP cp Por ejemplo, un sistema de protección catódica que requiere 2 A de corriente durante una vida útil de 15 años, requiere 30 A-año de capacidad electroquímica. Una vez determinada la capacidad electroquímica, puede determinarse el peso mínimo de material anódico a partir de la Ecuación 4-33 o 4-34.


E UC C

W rcpminta, ×

×= [4-33]

E U CC

Wa

cpminta, ××

= [4-34]

donde: C = velocidad de consumo teórica del material anódico r Ca = capacidad teórica del material anódico W = peso mínimo requerido ta,min U = factor de utilización E = eficiencia electroquímica Además de los valores teóricos de consumo y de capacidad, el peso calculado debe tener en cuenta la eficiencia del ánodo (E) y el factor de utilización (U). A medida que un ánodo se consume, llega un punto en el que ya no puede suministrar la corriente mínima de protección catódica, aún cuando aún no está completamente consumido. Esto se tiene en cuenta mediante el factor de utilización, que va generalmente de 0.5 a 0.9 dependiendo del tipo de sistema y de las condiciones de funcionamiento. Las velocidades de consumo y capacidad anódica reales son siempre menores a los valores teóricos calculados mediante la ley de Faraday (véase Capítulo 1). Por lo tanto, suele asignarse una estimación de eficiencia para cada material anódico, dependiendo de la aplicación y de las condiciones de funcionamiento, basándose en la experiencia. La Tabla 4-6 ofrece velocidades de consumo y capacidades electroquímicas comunes para varios materiales anódicos. Nótese que la capacidad es la inversa de la velocidad de consumo.

Tabla 4-6: Velocidades de Consumo y Capacidades Comunes de Varios Materiales Anódicos en

Suelos o Aguas Dulces


Velocidad de Consumo Teórica

Eficiencia Capacidad Teórica Típica(1)

kg/A-y Lb./A-y A-y/kg A-y/lb % Magnesio 3.98 8.76 0.250 0.114 50

Zinc 10.76 23.50 0.093 0.042 90 Material de

Ánodo Galvánico Aluminio 2.94 6.49 0.340 0.155 85-95



Grafito/Carbón 0.1 a 1.0 0.22 a 2.2 10.1 a 1.0 4.5 a 0.45 (2) (3)

Hierro Alto Silicio 0.25 ta1.0 0.55 a 2.2 4.0 a 1.0 1.8 a 0.45 (2) (3)

Ánodo de Corriente Impresa Acero 9.1 20 0.11 0.05 90

Nota: Los ánodos recubiertos de con un enchapado de platino y los de mixed metal oxide se

cuantifican por espesor de la película superficial más que por peso. (1) La eficiencia de los ánodos galvánicos depende de la densidad de corriente del ánodo. (2) Fuente: Jakobs, J.A., A Comparison of Anodes for Impressed Current Systems, NACE

Canadian Region, Western Conference, Feb. 1980. (3) Véase Tabla 2-13 para velocidad de consumo en distintos medios. Ejemplo de Cálculo

Dado: Una capacidad de sistema requerida de 30 A-año. ¿Cuál es el mínimo peso anódico de aleación de magnesio requerido? Suponga un factor de utilización de 0.85 y una eficiencia del 50%.

0.5 85.0y-kg/A 3.98 y -A 30 W minta, ×

×=

W = 281 kg ta,min

4.6 Cálculo de la Vida Útil del Sistema Reemplazando la Ecuación 4-32 para la capacidad del sistema en las Ecuaciones 4-33 y 4-34 y reordenándolas, la vida útil del sistema puede calcularse mediante las dos Ecuaciones resultantes, 4-35 y 4-36, que usan respectivamente la velocidad de consumo teórica del ánodo y la capacidad teórica del ánodo.

rcp

t

C I E U W L

×××

= [4-35]

cp

at

I E U C W L ×××

= [4-36]


donde: W = peso (kg) t

U = factor de utilización E = eficiencia (%) Icp = corriente (amperios) Ca = capacidad (A – año/kg)

Cr = velocidad de consumo (kg/A – año) Ejemplo de Cálculo

Dado: Un ánodo de magnesio que pesa 17 lb tiene un drenaje de 50 mA. Asumiendo un factor de utilización de 0.9 y una eficiencia del 50%, ¿cuál será su vida útil?

Usando la Ecuación 4-35 y una velocidad de consumo teórica de 8.76 lb./A-año (a partir de la Tabla 4-6).

rcp

t

C I E U W

L×

××=

y.-lb/A 8.76 A 0.05 0.5 0.9 lb. 71 L

×××

=

L = 17.5 años 4.7 Cálculo de la Cantidad de Ánodos Una vez determinado el mínimo peso total de material anódico, la cantidad de ánodos se calcula usando la Ecuación 4-37.

anode t,

min t,

WW

N = [4-37]

Ejemplo de Cálculo

Dado: En el ejemplo anterior, el peso mínimo de magnesio requerido era de 281 kg. Si elegimos un ánodo de #20D2



(20 lb) de la Tabla I (Apéndice A), ¿cuántos ánodos se requieren?

lb20 lb/kg 2.2 kg 812 Nmin

×=

N = 31 ánodos min Esta es la mínima cantidad de ánodos requerida desde el punto

de vista del peso, pero el drenaje de corriente de cada uno de los ánodos debe ser suficiente como para suministrar la corriente total de 2A. Desde el punto de vista de la corriente, la cantidad mínima de ánodos requeridos, si se ha calculado que cada ánodo producirá 50 mA, es:

anodes 40 mA50

mA 2000 mA50I

N tmin ===

Por lo tanto, la mínima cantidad de ánodos de 20 lb requerida

para satisfacer los requerimientos tanto de corriente como de vida útil, es 40.

4.8 Cálculo del Potencial Impulsor del Sistema 4.8.1 Sistema Galvánico (de Sacrificio) Como hemos visto antes, un sistema galvánico puede representarse en un diagrama de polarización como el de la Figura 4-19.




E a,oc Ea,p

Es,critCriterio

Icp,calc.

E s, c or r

Potencial impulsor

inicial Potencial impulsor calculado

Pote

ncia

l (m

VCSE

)

Corriente de PC

Figura 4-19: Diagrama de Polarización para un Sistema Galvánico de Protección Catódica

El potencial impulsor inicial (es decir, la FEM original) es la diferencia entre el potencial galvánico a circuito abierto de ánodo (Ea,oc) y el potencial de corrosión de la estructura (Es,corr). Pero el potencial impulsor deseado durante la operación del sistema es Ea,p – Es,crit que resulta fundamentalmente distinto del potencial impulsor inicial, debido a la cantidad de potencial inicial usado en la polarización en el ánodo y en el cátodo. En un diseño de protección catódica, el potencial impulsor de diseño es la diferencia entre el potencial polarizado del ánodo (Ea,p) y el criterio de protección catódica seleccionado (Es,crit). Por ejemplo, si el criterio elegido es de –850 mVcse y el potencial polarizado para un ánodo de magnesio de alto potencial es de –1700 mVcse (con 50 mV asignados a la polarización, partiendo de un potencial de –1750 mVcse), entonces el potencial impulsor (E ) será: cp Ea,p = Ea,oc – polarización del ánodo Ecp = Ea,p – Es,crit E = (1700 mV – 850 mV) cp E = 850 mV cp 4.8.2 Sistema por Corriente Impresa El funcionamiento de un sistema por corriente impresa también puede representarse en un diagrama de polarización como el de la Figura 4-20.


Ea,p

+


CP Current

Es,p

Ea,corr

Icp,operating

Es,corr

Eg = galvanic voltage

Ea,re

Es,re

DC power supply output voltage (Eo)

Pote

ntia

l (m

V CSE)

Voltage drop from anode to remote earth

anode polarization

structure polarization

voltage drop from structurto remote earth

e

Caída de potencial del ánodo al terreno remoto

) P

oten

cial

(mV C

SE

Figura 4-20: Diagrama de Polarización para un Sistema de Protección Catódica por Corriente Impresa

(se ignoran las resistencia de los cables (Rc)) Aplicando la ley de Ohm al sistema por corriente impresa, que es un circuito en serie, el potencial requerido de la fuente (Eo) es igual a la suma de las caídas de tensión (incluyendo polarización y contra-potencial (backvoltage)) en todo el circuito, como vemos en la Ecuación 4-38. Eo = Icp (Ra,re + Rs,re + Rc) + ΔEa,p + ΔEs,p + Eg [4-38] donde: Icp = corriente de protección catódica requerida Rs,re = resistencia de la estructura al terreno remoto Ra,re = resistencia del ánodo o dispersor al terreno remoto Rc = suma de todas las resistencias de los cables ΔEa,p = polarización total en el ánodo ΔEs,p = polarización total en la estructura Eg = potencial galvánico Eb = ΔΕa,p + ΔΕs,p + Εg El potencial galvánico (Eg) es la diferencia de potencial entre el potencial de corrosión de la estructura (Ecorr) y el potencial de corrosión del ánodo o dispersor (Ecorr). Los ánodo semi-inertes de corriente impresa tienen potenciales de corrosión más positivos que los de las estructuras de acero (por ej., el grafito podría ser hasta 1.0 V más positivo que el acero). El término “contrapotencial” (backvoltage) se usa para describir la polarización anticipada del ánodo y de la estructura más la diferencia de potencial galvánico.

Tensión de salida de la fuente de corriente

continua (Epolarización del

ánodo ) o

polarización de la estructuracaída de potencial de la estructura al terreno remoto

Terreno RemotoCorriente de Protección Catódica



4.9 Ejemplos de Diseños de Protección Catódica Los ejemplos que damos a continuación muestran los cálculos que se usan comúnmente al diseñar sistemas tanto galvánicos como por corriente impresa. Estos ejemplos se dan sólo para ilustrar algunos conceptos, y no constituyen procedimientos completos de diseño. 4.9.1 Ánodos Galvánicos 4.9.1(a) Ejemplo No. 1 Dada la información que se detalla, diseñar un sistema por ánodos galvánicos para la protección de una tubería de 30 cm de diametro y 6 Km. de longitud recubierta con Epoxi Fundido (FBE).

• Resistividad del suelo es 5,500 Ω-cm • icp requerida es 30 μA/m2 • La tubería está aislada en ambos extremos. • La resistencia específica del recubrimiento es de 104 Ω-m2 • Vida Util Minima 15 años • Diametro Externo de la Tuberia 32.4 cm (12.75 “) (Ver Tabla B-1)

Paso 1: Calcular la Corriente Total Requerida (Icp) Icp = icp x At

icp = 30 μA/m2

At = πdL = 3.14 x 0.324 m x 6,000 m = 6,107 m2

por lo tanto:

Icp = 30 x 10-6 A/m2 x 6,107m2

= 0.183A = 183 mA Paso 2: Seleccionar un Anodo de Magnesio y Calcular su Resistencia

• Elija un anodo de alto potencial #17D3. • Calcular la resistencia del ánodo (Ra,h) instalado en forma horizontal a una

profundidad de 1.2 m


d2Lln

L2 R ha, ⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛=

πρ

donde:

lg54.2pu

cmL = 30 in x = 76.2 cm

lg54.2pu

cm = 15.2 cm d = 6 in x

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛=

cm 15.2cm 152.4ln

cm 76.2 x 6.28cm-ohm 5500 R ha,

= 11.5 Ω (ln 10) = 11.5 Ω x 2.30 = 26.5 Ω Paso 3: Calcular la Corriente de Salida del Anodo

Ia = pha

spap

RREE

+−

,

,,

donde: Ep,a = -1.7 Vcse Ep,s = -0.85 Vcse R = 26.5 Ω a,h R = resistencia del tubo p

• Calcular la resistencia del tubo


Rtuberialadetotalarea

ntorecubrimiedelespecificaaresistenciAr

t

=' p =

mmm

6000324.014.310 24

××−Ω = = 1.64 Ω

• Calcular corriente de salida de un ánodo

( )28.1Ω

0.850V1.64Ω26.5Ω0.850V1.7V

=+−−I = a


Ia = 30 mA

Paso 4: Calcular el Numero de Anodos sobre la Base de la Necesidad de Corriente

a

cp

II

mAmA

30183 N = = = 6.1 → 7 anodos

Paso 5: Calcular la Vida Util del Anodo Sobre la Base de la Densidad de Corriente en el anodo.

aICaEUW ××× L =

donde:

W = 17 lb U = 0.85 E = 1.0 Ia = 30 mA Ca = capacidad real de la Fig. 2-20 basada en la densidad de

corriente en el ánodo

• Calcular la densidad de corriente del ánodo

ia

a

AI


a =

donde: A = area superficial del anodo a

A = 2 (W + H) L a donde: W = ancho del ánodo = 3.5 pulgadas H = altura del ánodo = 3.75 pulgadas L = longitud del ánodo = 26 pulgadas por lo tanto:


A = 2 (3.5 + 3.75) 26 a


= 377 in2 2 = 2.6 ft entonces:

ia = 22 ftmA 5.11

2.6ft30mA

=

• Determinar la capacidad del magnesio de la Fig 2-20 para ia = 11.5 mA/ft2

Ca = 300 A-hr/lb Convirtiendo para expresar la capacidad en A-año/libra

Ca = 300 lb

hr-Ahr 8766

año1x = 0.034 A – año/ lb

por lo tanto:

L = A 0.030

año/lb-A 0.034 x 1.0 x 0.85 x lb 17

= 16.4 años Nota para el estudiante. Repetir el diseño para alcanzar una vida util de 20 años. 4.9.1(b) Ejemplo No. 2

La tubería a proteger tiene 2,000 pies de largo y es de acero de 4-in. ID (OD = 4.500 in. = 11.43 cm). Está revestida y el revestimiento es un 98.5% efectivo. El tubo está eléctricamente aislado y el requerimiento de corriente se estima en 2 mA/ft2 (21.54 mA/m2) de metal expuesto. La resistividad del suelo es de 3,500 Ω-cm. Asumimos que el potencial polarizado tubo-suelo que se desea es de –1.00 Vcse. El sistema de CP debe tener una vida útil de 20 años. Asumimos que la resistencia del tubo es despreciable y que el factor de utilización del sistema de CP es de 0.85.

Pasos generales:

• Determinar la corriente requerida • Comenzar con un tamaño de ánodo • Calcular la resistencia a tierra de un ánodo • Determinar el drenaje de corriente de un ánodo


• Determinar la cantidad de ánodos de magnesio de alto potencial requeridos, en base a la corriente requerida

• Determinar la vida útil de los ánodos. Determinar el peso de material anódico necesario en base a la vida útil deseada.

• Determinar la cantidad de ánodos requerida y sus ubicaciones 1. Calcular la Corriente Requerida

En Unidades Métricas:

2m218.9 m609.6

m100cm11.43cmπ dL Total lSuperficia Area =×== π

En Unidades Imperiales:

2ft2356 ft2000

ftin12

in4.500π dL Total lSuperficia Area =×== π

Efectividad del Recubrimiento = 98.5% o 1.5% desnudo = 0.015

2 2 Superficie a Proteger = 2356 ft × 0.015 = 35.3 ft = 218.9 × 0.015 = 3.28 m2


por lo tanto: A 21.5 mA/m2, corriente requerida = 3.28 m2.21.5 mA/m2=71 mA o por lo tanto: A 2 mA/ft2 2, corriente requerida = 35.3 ft × 2 mA/ft2 = 71 mA Para un ánodo de magnesio de alto potencial de 7.7 kg (17 lb) cuyas

dimensiones son: 30 in. 76.2 cm [2.5 ft] de largo, 15.2 cm [6 in] de diámetro. 2. Calcular la Resistencia de un Único Ánodo Vertical Usando la Ecuación 4-18:

⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡−⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛ ×Ω

=⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ −= 1

cm 15.2cm 76.2 8ln

cm 76.22cm- 3500 1

d8L ln

L2ρ R V ππ


= 7.31 × 2.69 RV = 19.7 Ω 3. Calcular la Resistencia del Cable Anódico

10 ft (3.048 m) de #12 cable → R = 1.62 Ω/1000 ft = (5.32 Ω/1000 m)

Unidades Métricas

Ω=Ω

×= 0.016 m1000

5.32m3.05 RCABLE

Unidades Imperiales

Ω=Ω

×= 0.016 ft1000

1.62ft10 RCABLE

4. Resistencia Total de Ánodo y Cable: R = 19.7 Ω + 0.016 Ω = 19.7 Ω ANODO

5. Calcular el Drenaje de Corriente de un Único Ánodo

E del ánodo de magnesio = –1.70 Vp cse Potencial impulsor = ΔE = –1.70 V – (–1.00 V) = –0.7 V por lo tanto:

mA36 A0.036 19.7

V0.7 RE IanodO ==

Ω=

Δ=

6. Calcular la Vida útil y la Cantidad de Ánodos Necesaria

anodomA36

mA71 necesario = 2 anodos como mínimo Número Anodos =

Pero tenemos que asegurarnos de que la masa anódica estará disponible

durante los 20 años de vida útil del diseño. Asumimos una capacidad de 0.250 A-año/kg (a partir de la Tabla 4-6).

por lo tanto:



años22.7 LA 0.036

0.5 0.85 año/kg-A 0.250 kg 7.7

IE U C W L

cp

at

=

×××=

×××=

Esta sería la vida útil del sistema a una eficiencia del 50%, pero para que la eficiencia sea del 50%, la densidad de corriente del ánodo debe exceder los 20 µA/cm2, de otra forma, la vida útil será proporcionalmente menor.


Actividad Grupal: Calcule la densidad de corriente anódica asumiendo que la superficie del

ánodo es de 2.46 ft2 usando la Figura 2-20, y vuelva a calcular la vida útil del ánodo.

4.9.2 Sistema por Corriente Impresa 4.9.2(a) Ejemplo No. 1 A partir de datos de campo y cálculos sabemos que: Requerimiento de corriente (Icp) = 15 A

Resistencia tubo-tierra (Rp,re ) = 1 Ω

Ensayo de Resistividad del Suelo = Capa Resistividad de la Capa (Ω–cm) (ft)

0 - 5 ft (0 - 1.5 m) 30,000 20,000 5 - 10 ft (1.5 - 3.0 m)

5,000 10 - 15 ft (3.0 - 4.5 m)

10,000 15 - 20 ft (4.5 - 6.0 m)


Cálculos de Diseño: Rectificador – Opción 1: Intente con una tensión de salida de 20 volts Potencial Disponible (E ) = Salida del Rectificador – (Contrapotencial) cp = 20 V – 2 V

= 18 V

Ω=−=−= 0.2 1 A15V18 R

IE

R Max. rep,cp

cpregb,

A partir de la experiencia, no resultaría práctico tratar de alcanzar una

resistencia tan baja en el dispersor. Sería mejor usar un rectificador de mayor voltaje.

Rectificador - Opción 2: Intente con una tensión de salida de 40 volts Potencial impulsor (E ) = Salida del rectificador – Contrapotencial cp = 40 V – 2 V = 38 V

Ω=−=−= 1.5 1 A15V38 R

IE

Max.R rep,cp

cp regb,

Esta resistencia puede alcanzarse con un diseño razonable de un lecho anódico.

Sistema Anódico – Opción 1: Calcule la resistencia del ánodo al terreno remoto para un sistema que consta de

15 ánodos de corriente impresa de 20.3 cm (8 in.) de diámetro por 2.13 m (7 ft) de longitud de una columna de carbón de baja resistividad, separados entre sí por 4.57 m (15 ft) e instalados en configuración vertical a una profundidad de aproximadamente 3.0 – 4.6 m (10 - 15 ft).

Usando la Ecuación 4-22, la resistencia del lecho de ánodos sería:

⎭⎬⎫

⎩⎨⎧

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ ×+−⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛= N)(0.656ln

S2L 1

d8Lln

NL2ρR v π



⎭⎬⎫

⎩⎨⎧

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛×

×+−⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛ ×

×−Ω

= anodes) 15(0.656lncm457

cm 21321 20.3

cm 2138lncm213 anodes 15.2.

cm 5,000π

= 0.248 ln (84) – 1 + 0.933 ln (9.84) = 0.249 3.431 + 2.133 = 1.39 Ω Esta configuración funcionaría, pero usar tantos ánodos puede resultar más caro

que un sistema de ánodo profundo. Tomamos entonces la decisión de comparar el sistema de ánodo profundo con el sistema superficial, desde el punto de vista económico.

Sistema Anódico – Opción 2: Los relevamientos geológicos llevados a cabo en la zona indican un estrato

arcilloso entre los 38 y los 61 m (125 y 200 ft). Se usará una columna de carbón de 25.4 cm (10 in.) de diámetro por 22.86 m (75 ft) de longitud, que contenga la cantidad de ánodos necesaria para 15 A (basándose en la densidad de corriente admisible del ánodo). Calcule la resistencia del ánodo al terreno remoto de este sistema, suponiendo que el estrato de arcilla tiene una resistividad de 2,000 Ω-cm.

La resistencia de un sistema de ánodo profundo al terreno remoto se calcula

como si la “zona activa” fuera un único ánodo de mayor longitud . Usando la Ecuación 4-18 y en unidades métricas, la resistencia de un único

dispersor vertical es:

⎭⎬⎫

⎩⎨⎧

−⎟⎠⎞

⎜⎝⎛= 1

d8Lln

Lπ2ρ R v

⎭⎬⎫

⎩⎨⎧

−⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ ×Ω

= 125.4

cm 2286 8lncm 2286π2cm- 2,000

= 0.1392 ln (720) – 1 R = 0.78 Ω v



Debido a la baja resistencia, mantendremos el rectificador de 40 volts y acortaremos la longitud de la columna de carbón a 15.24 m (50 ft).

Usando la Ecuación 4-18 y las unidades métricas, la resistencia ánodo-tierra

es ahora de:

⎭⎬⎫

⎩⎨⎧

−⎟⎠⎞

⎜⎝⎛= 1

d8Lln

L2ρ R v π

= 2000 Ω - cm2∂1524 cm

ln 8 × 1524 cm25.4

⎛ ⎝ ⎜

⎞ ⎠ ⎟ −1

⎧ ⎨ ⎩

⎫ ⎬ ⎭

= 0.209 ln (480) – 1 R = 1.08 Ω v 4.9.2(b) Ejemplo No. 2

Diseñe un sistema de protección catódica por corriente impresa para un tubo de acero revestido de 10,000 pies de longitud, 20.32 cm (8 in.) ID, 21.9 cm (8.625 in.) OD. La efectividad del recubrimiento es de 99%. Utilice un dispersor superficial. La resistividad del suelo es de 4,000 Ω-cm y el requerimiento de corriente se estima en 21.5 mA/m2 2(2 mA/ft ) de tubo desnudo. La resistencia tubo-tierra se midió en 0.3 Ω (R ). p,re

Pasos generales:

• Determinar el requerimiento de corriente • Determinar la resistencia del sistema de ánodos • Seleccionar el tamaño de cable apropiado


• Determinar la resistencia del cable, RC • Determinar la resistencia tubo-suelo, Rp,re

• Decidir si la resistencia es razonable. • Determinar la cantidad de ánodos requerida si la resistencia no es razonable • Determinar la resistencia total en base a la cantidad de ánodos, RT • Determinar el tamaño del rectificador –voltaje y amperaje

1. Calcular la Corriente Requerida

Usando unidades métricas


Superficie total = πdL = π(0.219 m) × 3048 m = 2097 m2

Superficie efectivamente desnuda = 22 m20.97

10099100m2097 =

−


Corriente requerida = 20.97 m2 × 21.5 mA/m2 = 451 mA Asuma que a lo largo de la vida útil de la tubería, la corriente requerida para

proteger la estructura aumentará 5 veces, hasta llegar a 2.3 A. 2. Calcular el Mínimo Peso Anódico Requerido Ánodos: Usando ánodos de hierro silicio de 21 kg (48 lb), que tienen una

velocidad de consumo (Cr) de 1 kg/A-año

)añoA

lb( 2 Cr −=

Wt = Cr × I × L cp donde: Cr = velocidad de consumo (lb/A-año) I = corriente (A) cp L = vida útil (años) Wt = peso total de material anódico requerido (lb) Para una vida útil de 20 años, usando unidades métricas: WT = 1 kg/A/año × 2.3 A × 20 años = 46 kg N = 46 kg ÷ 21 kg/ánodo = 2.2 = 3 ánodos

3. Calcular Resistencia del Dispersor El siguiente paso es calcular la resistencia del dispersor al terreno remoto para

varios ánodos verticales. Usando la Ecuación 4-22

⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ ×+−⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛= ln0.656N

S2L1

d8Lln

NLπ2ρR N


donde: ρ = 4000 Ω-cm L = 213.4 cm d = 20.3 cm S = 609.6 cm N = 3 ánodos (mínimo)

⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ ×

×+−

××××Ω

= ln0.656(3) 609.6cm

cm 213.421cm 20.3

cm 213.48lncm 213.43 2

cm-4000R N π

RN = 1.0 [4.43 – 1 + (0.7 × 0.68)] RN = 3.9 Ω Para 2.3 A a 3.9 Ω, el voltaje del rectificador debe ser de:


E = (IT × RT) = 2.3 A (3.9 Ω) + 2 V (contrapotencial ó backvoltage) = 11 V Calcule la resistencia del ánodo al terreno remoto utilizando 4 ánodos a una

separación de 609.6 cm (20 pies).

Usando la Ecuación 4-22:

⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛×

×+−

××××Ω

= )ln0.656(4cm609.6

cm213.421cm 20.32cm213.48ln

cm213.44 π 2cm-4,000R N

RN = 0.746 [ln (84) – 1 + (0.7 × ln (2.624))] RN = 0.746 [4.431 – 1 + 0.675] RN = 3.06 Ω

ERECT = IT × RN + 2V (contrapotencial) = (2.3 A × 3.06 Ω) + 2 = 9.04 V

4. Calcular las Resistencias de los Cables Considerando un único dispersor superficial en el punto central de la tubería:


P


Figura 4-21: Diseño con un Único Dispersor La experiencia nos demuestra que el cable No. 6 AWG puede funcionar bien

para esta corriente. La resistencia del cable No. 6 AWG es de 1.322 Ω/1000 m (0.403 Ω/1,000 ft).

Resistencia del cable(RC) : Cable negativo = 15.24 m (50 ft) Cable positivo = 60.96 m (200 ft) Cable en el dispersor = 18.29 m ÷ 2 = 9.1 m (60 ft ÷ 2 = 30 ft) CABLE TOTAL = 85.3 m (280 ft) Resistencia del cable (RC):

RC = 85.3 × m 1,000 322.1 Ω

RC = 0.11 Ω ó

RC = 280 ft × ft 1,000 403.0 Ω

RC = 0.11 Ω ¿Es necesario tener en cuenta la resistencia longitudinal del tubo, RP? OD del tubo = 8 5/8 in = 8.625 in. (21.9 cm) ID del tubo = 8.000 in. (20.32 cm) Longitud = 10,000 ft. (3048 m)

ρacero = 18 μΩ-cm = (18 x 10–6 Ω-cm) = 0.000018 Ω-cm La resistencia longitudinal del tubo puede calcularse mediante la siguiente

fórmula:

/ L Rectificador Anodos

60.96 m 15.24 m (200 ft.) (60 ft.)

18.29 m

(50 ft.)


ALR ρ

= [4-39]

donde: ρ = resistividad (Ω-cm) L = longitud (cm) A = superficie de la sección transversal (cm2)

En este ejemplo, la superficie de la sección transversal del tubo es:

)(4

22 IDODA −=π [4-40]

donde: A = superficie de la sección transversal del tubo (cm2) OD = diámetro externo del tubo, (cm) D = diámetro interno del tubo, (cm)

Usando las Ecuaciones 4-39 y 4-40 en unidades métricas para ½ de la

longitud total del tubo:

( ) ( ) ( )[ ]22

4-6

22P

cm 20.32cm 21.94

cm10 15.25 cm-10 81

IDOD4

L)(R−

××Ω×=

−= ππ

ρdirecciónunaen

Ω=Ω

= 0.052 cm52.4

cm- 2.75 2

2

Como los dos tramos en ambas direcciones están en paralelo con el rectificador, la resistencia longitudinal total del tubo es la mitad de este valor (es decir, 0.026Ω). Resistencia total del circuito:

R


T = RN + Rp,re + RC + RP donde: RT = Resistencia total del circuito (Ω) RN = Resistencia del conjunto de ánodos (Ω) Rp,re = Resistencia de contacto tubo-electrolito (Ω) RC = Resistencia de los cables (Ω) RP = Resistencia del tubo (Ω) RT = 3.06 + 0.30 + 0.11 + 0.026



= 3.56 Ω (usar 4 Ω) 5. Determinar la Salida del Rectificador

Tensión de salida del rectificador (EO):

EO = (I × RT) + 2.0 V (Contrapotencial) = (2.3 A × 4.0 Ω) + 2.0 V (Contrapotencial) = 11.2 Voltios Nota: Sería necesario considerar algo más de voltaje adicional para

compensar el progresivo deterioro de los ánodos. 4.10 Diseño de Instalaciones para Monitorear la Eficacia del Sistema Las instalaciones para realizar ensayos son una parte importante de un diseño de protección catódica completo, de manera de poder monitorear el rendimiento del sistema adecuadamente para cumplir con las regulaciones y prácticas industriales. Para tuberías, generalmente se incluyen cables conectados para poder llevar a cabo los relevamientos que se describirán en el Capítulo 5. Generalmente estos cables se colocan:

a) A intervalos frecuentes (por ej., < 2 km) b) En cruces con otras estructuras c) En puntos de aislación eléctrica d) En algunas ubicaciones de ánodos galvánicos e) En tubos camisa (casings) f) En tramos de tubería para medir corriente aguas arriba y aguas abajo de

las fuentes de suministro de corriente continua g) Cerca de fuentes de interferencia eléctrica h) En el punto en que las corrientes vagabundas se descargan a tierra

4.11 Distribución de Corriente 4.11.1 Introducción La cantidad de polarización, y por ende, el nivel de protección catódica dependen de la densidad de la corriente aplicada a través de la interfase electrolito/estructura. Para alcanzar una protección uniforme en todos los puntos de la estructura en condiciones constantes, se requiere una densidad de corriente


uniforme, en todas las superficies protegidas. Sin embargo, una densidad de corriente ideal es virtualmente imposible de conseguir en la práctica debido a la no-uniformidad del electrolito, a las características de la estructura y a la ubicación de los ánodos de protección catódica. La resistencia correspondiente a cada camino de la corriente en el circuito de protección catódica, determina la corriente que circulará por ese paso, y la densidad de corriente resultante en la superficie de la estructura. La resistencia de un paso de corriente se relaciona con la longitud del paso (L), la superficie de la sección transversal (A), y la resistividad del material (ρ), de acuerdo con la Ecuación 4-41.

ALρR = [4-41]

donde: R = resistencia (Ω) ρ = resistividad (Ω-cm) L = longitud del paso de corriente (cm)


A = superficie de la sección transversal (cm2) En la Ecuación 4-41, la superficie de la sección transversal es la superficie perpendicular a la dirección de la corriente. Esta ecuación sólo es válida en un sistema en el que la superficie de la sección transversal es constante en la dirección de la corriente. Para los electrodos enterrados, la superficie de la sección transversal aumenta constantemente a medida que la corriente se aproxima al terreno remoto; por lo tanto, la relación simple expresada en la Ecuación 4-41 no resulta válida. Para un ánodo cilíndrico instalado verticalmente en un suelo homogéneo, la corriente se distribuye radialmente desde el ánodo, como muestra la Figura 4-22. La corriente total del ánodo (IA) es igual a la suma de una cantidad infinita de corrientes radiales (Ia).


Ia5

Ia6

Ia7

Ia1

Ia2

Ia3

Ia4

Ia,n

equsu

ipotentialrfaces

superficies equipotenciales

Figura 4-22: Distribución Típica de Corriente con un Ánodo Cilíndrico Vertical

Todos los pasos de corriente tienen igual longitud y superficie de sección transversal hacia el terreno remoto; por ende, todos los pasos tienen resistencias iguales, siempre que la resistividad del suelo sea homogénea. La Ecuación 4-42 muestra la resistencia total (RT) al terreno remoto.

ana3a2a1T R1 ...

R1

R1

R1

R1

++++= [4-42]

donde: RT = resistencia total del ánodo (Ω) Ran = resistencia de cada paso (Ω) n = cantidad de pasos de corriente

La Figura 4-23 muestra los pasos de corriente del ánodo al terreno remoto y la distribución de corriente a la estructura desde el terreno remoto.



Ia5

Ia6

Ia3

I1

Ia2

Ian

Ia4

I + In 3

In

I + I + I + In 3 2 1I + I + In 3 2

I2I3

Ia


an a r eode t emote arth

R1R2

R3

Rnainnt

DrPoi

Ia1

In

12

Ia

Ia5

Ia6

Ia3

I1

Ia2

Ian

Ia4

I + In 3

In

I + I + I + In 3 2 1I + I + In 3 2

I2I3

Iaan a r eode t emote ar

Ia5

Ia6

Ia3

I1

Ia2

Ian

Ia4

I + In 3

In

I + I + I + In 3 2 1I + I + In 3 2

I2I3

Iaan a r eode t emote arth

R1R2

R3

Rnainnt

DrPoi

Ia1

In

12

punto de drenaje

Ia

ánodo en el terreno remoto

Figura 4-23: Resistencias de los Pasos de Corrientes en una Distribución de Corriente Ideal

Para completar el paso en esta distribución ideal de la corriente, ésta debe ingresar a la estructura desde el terreno remoto. La resistencia de la estructura al terreno remoto está compuesta de una cantidad infinita de resistencias todas en paralelo (RL), (el subindice L refiere al termino “leakage” que corresponde a resistencias de todas las pérdidas en paralelo entre sí que están distribuidas en las tuberías) que tienen todas el mismo valor en nuestro caso ideal. Asumiendo que la resistencia interna de la estructura es igual a cero, todos los pasos de corriente entre el ánodo y el cátodo (estructura) tienen resistencias iguales y, por ende, corrientes iguales. Este circuito ideal produce una densidad de corriente uniforme (ideal) en la estructura. En este caso de distribución ideal de la corriente, la magnitud de la corriente de protección catódica en la estructura aumenta linealmente hacia el punto de drenaje (es decir, el punto de la conexión negativa a la estructura), como vemos en la Figura 4-24.


Cor

rient

e


D P train oin2 1

Location in Structure

Figura 4-24: Corriente en la Estructura en Condiciones Ideales Dado que los presupuestos considerados para esta distribución ideal de la corriente no son realistas, sumado al hecho de que los equipos de CP no pueden nunca instalarse en el terreno remoto, la distribución de corriente ideal no puede alcanzarse en la práctica.

Tabla 4-7: Algunos Factores que Afectan la Distribución de Corriente Relativa

Factores que Afectan la Distribución de la Corriente

Atenuación de la corriente (la estructura tiene una resistencia finita) Variaciones en la resistividad del electrolito Separación entre ánodo y estructura y entre ánodo y ánodo Variaciones en la geometría y resistividad del electrolito Recubrimientos protectores Polarización

4.11.2 Atenuación En la Figura 4-23, se obtiene una distribución ideal de la corriente en un suelo homogéneo, con los ánodos remotos con respecto a la estructura y la resistencia de la estructura igual a cero. La resistencia de la estructura altera la distribución ideal de corriente lineal, que se muestra en la Figura 4-24, de manera tal que ésta

punto de drenaje Ubicación de la Estructura


ya no es lineal en función de la distancia, sino de naturaleza logarítmica. Para estructuras como tuberías y cables, la resistencia de la estructura puede ser significativa, como puede verse en la Figura 4-25. La Figura 4-26 muestra la disminución no lineal de la corriente y el potencial a lo largo de la estructura conocido como atenuación. Cuando incluimos la resistencia de la estructura, la resistencia de cada paso individual aumenta a medida que aumenta la distancia al punto de drenaje.

IcpRL,1

remote earth

Rs,n Rs,4 Rs,3 Rs,2 Rs,1

RL,2RL,3RL,4RL,n

Icp

Vcp


terreno remoto

Figura 4-25: Resistencia de los Caminos de Corriente Incluyendo la Resistencia de la Tubería Aún en un suelo homogéneo, la densidad de corriente lejos del punto de drenaje será menor a la densidad de corriente cerca de ese punto; de lo que se concluye que el potencial de la estructura también se atenuará a medida que nos alejamos del punto de drenaje.


Distance from drain pointDistancia al punto de drenaje

Ecorr


criterioncriterio

or

Vcp,Icp,

icp

Figura 4-26: Atenuación de la Corriente y el Potencial a medida que Aumenta la Distancia al Punto de Drenaje

La forma de la curva de atenuación está dada por los valores relativos de la resistencia longitudinal de la estructura (Rs) en ohmios por unidad de longitud, y por la resistencia por pérdidas o por fallas ( también conocida como resistencia transversal o bien resistencia de puesta a tierra) de la estructura al terreno remoto (RL) en ohmios por unidad de longitud. Más específicamente, estos dos parámetros determinan la constante de atenuación de la estructura (α), que determina la velocidad de esta atenuación. En la Ecuación 4-43 puede verse cómo la constante de atenuación se relaciona con los dos parámetros de resistencia de la estructura.

L

S

RR

=α [4-43]

donde: α = constante de atenuación RS = resistencia longitudinal de la estructura (Ω) R = resistencia a las pérdidas de la estructura (Ω) L La constante de atenuación controla la velocidad a la cual la corriente y el potencial se reducen en función de la distancia al punto de drenaje. Como vemos en la Figura 4-27, una constante de atenuación (α) pequeña resultará en una pequeña cantidad de atenuación en función de la distancia, mientras que una


constante de atenuación mayor resultará en una mayor atenuación en función de la distancia al punto de drenaje.

Distance from drain point


Large α

α

EcorrDistancia al punto de drenaje

Small

criterioncriterio

grande

or

Vcp,Icp,

icppequeña

Figura 4-27: Efecto del Valor de la Constante de Atenuación α sobre las Características de la Atenuación

Cuando R es grande comparada con Rs L, α será relativamente grande. Cuando Rs es pequeña en comparación con RL, α será relativamente pequeña. La constante de atenuación será grande cuando, por ejemplo, el revestimiento sea malo, la resistividad del medio sea baja, o la resistencia longitudinal del tubo sea elevada. Asumiendo que la estructura sea infinitamente larga, la corriente (Ix) en la estructura a cualquier distancia (x) del punto de drenaje de la estructura, se relaciona con la corriente total de protección catódica (Io) como vemos en la Ecuación 4-44.

xx

α0eI I −= [4-44]

donde: Ix = corriente en el punto x (A) I0 = corriente en el punto de drenaje (A) α = constante de atenuación x = distancia al punto de drenaje (en unidades de longitud)

En una estructura infinitamente larga, el potencial de la estructura (Vx) con respecto al terreno remoto a cualquier distancia (x) del punto de drenaje se


relaciona con el potencial en el punto de drenaje (Vo) como vemos en la Ecuación 4-45.

xx

α0eV V −= [4-45]


donde: Vx = potencial al terreno remoto en el punto x (V) V0 = potencial al terreno remoto en el punto de drenaje (V) Como la superficie de la sección transversal (A) de una estructura del tipo de una tubería o un cable es constante a lo largo de la estructura, la resistencia longitudinal de la misma puede calcularse usando las Ecuaciones 4-30 y 4-31 (véase Sección 4.4.6). La resistividad (ρ) es la resistividad del metal de la estructura (por ej., la del acero es de 18 x 10-6 Ω-cm) y la longitud (L) es una unidad de longitud en la estructura. Para una estructura desnuda, la resistencia de puesta a tierra (RL) por unidad de longitud puede estimarse usando la Ecuación 4-23.

tdLln

L2ρ R

2

L ⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛π

= [4-46]

donde: ρ = resistividad del suelo (Ω-cm)

t = profundidad (cm) d = diámetro del tubo (cm) L = unidad de longitud (cm) 4.11.3 Efectos del Recubrimiento sobre la Distribución de

Corriente Un revestimiento correctamente seleccionado y aplicado tiene un efecto sumamente beneficioso sobre la distribución de la corriente, reduciendo los requerimientos totales de corriente. El principal efecto del recubrimiento se relaciona con su elevada resistividad eléctrica, que aumenta la resistencia a tierra de la estructura (RL), minimizando así la atenuación de la corriente. La RL, según se ve en la Figura 4-28, es la suma de la resistencia del revestimiento (RL,C) y de la resistencia al terreno remoto de la estructura de acero (RL,E).


Es decir: R


L = RL,c + RL,e

CoatingRevestimiento

Remote EarthTerreno Remoto Metal

RL,eRL,c

t

Figura 4-28: Resistencia al Terreno Remoto de una Estructura Revestida La resistencia del recubrimiento está en función de su propia resistividad eléctrica, espesor y superficie expuesta al electrolito. Por consiguiente, si modificamos la Ecuación 4-41 cambiando la longitud (L) por espesor (t), obtenemos la Ecuación 4-47, que puede usarse para calcular la resistencia del recubrimiento para una superficie dada (As).

s

cCL, A

tρ R = [4-47]

donde: R = resistencia del revestimiento (Ω) L,C

ρc = resistividad eléctrica del revestimiento t = espesor del revestimiento As = superficie revestida Las resistividades de recubrimientos comunes están en el orden de 1010 ta1012 Ω-cm, y los espesores de los recubrimientos están en el orden de 0.005 a 0.015 cm (50 a 150 micrones).En consecuencia, la resistencia del recubrimiento (RL,C) para un metro cuadrado de un revestimiento dado, a partir de la Ecuación 4-47 sería:

( ) ( )Ω=

−Ω= 5000

cm10cm005.0cm10R 24

10

CL,

Puede estimarse el valor de la resistencia de la estructura (RL,E) al terreno remoto, asumiendo que la superficie es un disco con una superficie de un metro cuadrado. La resistencia al terreno remoto del disco en contacto con el suelo, está dada por la Ecuación 4-48. En este caso, la resistencia de un disco de metal desnudo (RL,E) puede calcularse usando la Ecuación 4-48.


r4ρ

R sEL, = [4-48]

donde: ρs = resistividad del suelo r = radio del disco


Dado un disco con una superficie de 104 cm2 (es decir, 1 m2),el radio puede determinarse despejando el radio (r) en la ecuación para la superficie de un círculo (Ecuación 4-49 ):

πA

r s= [4-49]

donde: r = radio As = superficie

dado, el radio dado por la Ecuación 4-49 es: Usando el valor de As

cm4.56 cm10 r24

==π

Por lo tanto, reemplazando en la Ecuación 4-48 para una resistividad del suelo de 1,000 Ω-cm , obtenemos:

( ) Ω=−Ω

= 4.4 cm4.564

cm1000 R EL,

) es: Entonces, la resistencia total (RL

donde: RL = RL,c + RL,e

= 5000 Ω + 4.4 Ω = 5004.4 Ω Este ejemplo muestra que la resistencia del revestimiento (RL,C) es la componente dominante de la resistencia de la estructura (RL). Un buen revestimiento aumenta significativamente la resistencia a las pérdidas, lo que resulta en una α pequeña y,


por consiguiente, en una menor atenuación y una mejor distribución de la corriente. La resistencia de la mayor parte de las tuberías revestidas disminuirá con el tiempo, ya que los revestimientos se deterioran con el tiempo. Por ello, es importante medir la resistencia de la estructura periódicamente. La Ecuación 4-50 determina la resistencia promedio de toda o parte de una estructura con respecto al terreno remoto.

test

sL ΔI

ΔV R = [4-50]

donde: RL = resistencia a las pérdidas promedio (Ω) ΔVs = cambio de potencial promedio (V)


ΔItest = cambio de corriente de ensayo promedio (A)

El cambio de potencial promedio de la estructura con respecto al terreno remoto (ΔVs) se mide con un electrodo de referencia alejado de la estructura, encendiendo y apagando la corriente de ensayo. El cambio promedio de la corriente de ensayo (ΔItest) es la diferencia entre la corriente de ensayo aplicada a medida que cambia de un valor a otro. Generalmente, la corriente simplemente pasa de on a off; por ende, el cambio de la corriente de ensayo es igual al valor de la corriente con el interruptor en on. Ambos valores, ΔVs y ΔItest, deben ser valores instantáneos, obtenidos inmediatamente después de que el interruptor se ha abierto o cerrado. La resistencia a las pérdidas específica (r´) del revestimiento se relaciona con la resistencia a las pérdidas total promedio, como vemos en la Ecuación 4-51. [4-51] SL AR r =′ donde: r′ = resistencia a las pérdidas específica RL = resistencia total a las pérdidas promedio A = superficie total medida S

Por lo tanto, la resistencia a las pérdidas específica generalmente se expresa en Ω-m2 (ú Ω-ft2). La calidad del recubrimiento puede calificarse comparando la resistencia específica o la conductancia en un suelo de 1000 Ω-cm, en categorías establecidas según la experiencia, como vemos en la Tabla 4-8.


Tabla 4-8: Resistencias y Conductancias a las Pérdidas Específicas

Conductancia Específica del Tuberías Largas Resistencia Específica del


4.11.4 Efecto de la Separación entre Ánodo y Estructura sobre

la Distribución de la Corriente En un suelo homogéneo, los caminos de la corriente más cortos entre el ánodo y la estructura llevan corrientes mayores que los caminos de la corriente más largos. Por ejemplo, en la Figura 4-29,

con Pocas Ramificaciones

Recubrimiento Promedio Recubrimiento Promedio g′ r′c

Calidad del Trabajo Siemens/ft2 Siemens/m2 Ω-ft2 Ω-m2

Excelente <1 x 10-5 -4<1 x 10 >105 >104

-5Bueno 1 x 10 a 5 x 10-5 -41 x 10 a 5 x 10-4 4 52 x 10 a 10 3 42 x 10 a 10-5Regular 5 x 10 a 1 x 10-4 -45 x 10 a 1 x 10-3 104 4a 2 x 10 103 3a 2 x 10

Malo >1 x 10-4 >1 x 10-3 <104 <103

Tubo Desnudo -3(2 a 12 in.)

(5 a 30cm) 4 x 10 a 2 x 10-2 -24 x 10 a 2 x 10-1 50 a 250 5 a 25

Distribución de Conductancia Específica del Resistencia Específica del Gas o Agua, con Recubrimiento Promedio Recubrimiento Promedio Muchas Ramificaciones g′ r′c

Calidad del

Trabajo Siemens/ft2 Siemens/m2 Ω-ft2 Ω-m2

Excelente <5 x 10-5 -4<5 x 10 >2 x 104 >2 x 103

-5Bueno 5 x 10 a 1 x 10-4 -45 x 10 a 1 x 10-3 104 4 a 2 x 10 103 3 a 2 x 10-4Regular 1 x 10 a 5 x 10-4 -31 x 10 a 5 x 10-3 3 42 x 10 a 10 2 32 x 10 a 10

Malo >5 x 10-4 >5 x 10-3 <2 x 103 <2 x 102

Tubo Desnudo -3(2 to 12 in.)

(5 to 30 cm) 4 x 10 a 2 x 10-2 -24 x 10 a 2 x 10-1 50 a 250 5 a 25


L1-2

A

1 2

120o

60o LA-2d

Figura 4-29: Distribución de la Corriente con Poca Separación entre Ánodo y Estructura el paso de corriente A-1, entre un ánodo vertical y una plancha de acero vertical, es más corto que el paso de corriente A-2. Cuando el ángulo entre A-1 y A-2 es de 60º, la longitud del paso de corriente A-2 está dado por la Ecuación 4-52.

2-ALd cos =θ [4-52]

y

2-ALd 60 cos =

2-Ld .50A

=

L = 2d A-2 El paso de corriente LA-2 es el doble de la distancia perpendicular (d), y por lo tanto, es previsible que la densidad de corriente (i ) en sea el doble que en . Para tratar de obtener una distribución de corriente uniforme, puede colocarse un segundo ánodo a una distancia de 2L1-2 del primer ánodo, como vemos en la Figura 4-30. Ahora, la densidad de la corriente (i ) será el doble, y cada ánodo contribuirá con igual corriente.



L1-2

1 2

120o

60od

A

120o

ALA-A

Figura 4-30: Separación entre Ánodo y Ánodo para Lograr una Distribución de Corriente Relativamente Uniforme, con Poca Separación entre Ánodo y Estructura

La distancia (L) puede calcularse a partir de la Ecuación 4-53 L = d tan θ [4-53]


Por lo tanto, la separación entre ánodo y ánodo (LA-A) será: LA-A = 2 d tan θ Por ejemplo, si la separación entre ánodo y estructura (d) es de 1 m, la separación entre ánodo y ánodo (LA-A) será de: LA-A = 2 × 1 m × tan 60 = 2 × 1 m × 1.73 = 3.5 m Los sistemas de ánodos distribuidos con poca distancia a la estructura se usan frecuentemente para proteger tramos específicos de tuberías, como por ejemplo, en plantas petroquímicas o químicas en que las tuberías no pueden aislarse eléctricamente de otras estructuras contiguas a la tubería. Los ánodos de corriente impresa distribuidos con poca distancia a la estructura se usan mucho para proteger tanques de almacenamiento enterrados, como muestra la Figura 4-31.


13 m1 m

3.7 m

verticalanodes


hoan

rizontalodes

12.2 m

iePlan V wVista en Planta

ánodos verticales

ánodos horizontales

Elev Vation iewhan

orizontalodes

ánodos horizontalesVista en Corte

verticalanodesánodos verticales

Figura 4-31: Ánodos Distribuidos de Corriente Impresa Alrededor de Tanques de Almacenamiento Enterrados

En esta configuración, se usan ánodos verticales y horizontales para suministrar una distribución de la corriente relativamente uniforme. 4.11.5 Efectos de la Configuración de la Estructura sobre la

Distribución de la Corriente Uno de los problemas de distribución de corriente que presenta la configuración de los tanques de almacenamiento enterrados de la Figura 4-31, es la dificultad de suministrar suficiente corriente a las superficies entre los tanques. Dado que los pasos de corriente en el suelo son restringidos, éstos tienen mayor resistencia que los pasos de corriente a las superficies de los tanques más externos. Este problema también puede darse en el caso de varias tuberías en paralelo. La densidad de corriente relativa a las superficies internas está en función del diámetro de las estructuras y de la distancia entre ellas, como vemos en la Figura 4-32.



8 c Mm odelcm

aration,

6000 ohm-

Sep cm

0 10 20 30 40 50

1

2

3

18

7

654

3

21

8

7

65

4

3

2

/ I 7

Rel

acio

n en

tre C

orrie

nte

I 3

Modelo de 8 cm.6000 ohm-cm

Separación, cm

Figura 4-32: Razón entre Corriente Máxima y Mínima para Dos Estructuras Paralelas

Fuente: Status of Cathodic Protection of Pipelines Under Some Particular Situations, Keije Nunomura, Katsumi Masamura and Iwao Matsushima, NACE Corrosion ’81 Conference,

Paper #81, Apr. 1981.

/INótese que la razón Imax min sólo es menor a 2 cuando la separación entre las estructuras es igual o mayor que el diámetro de las estructuras. 4.11.6 Efectos de las Variaciones en la Resistividad del

Electrolito sobre la Distribución de la Corriente Cuando la resistividad del electrolito es uniforme y la resistencia de la estructura no es despreciable, la mayor densidad de corriente se dará en el punto en que ánodo y estructura estén más cerca; y la menor densidad de corriente, en el punto en que estén más alejados. Sin embargo, en la mayoría de los casos, las resistividades de suelo rara vez son uniformes, y cuando hay variaciones importantes en la resistividad eléctrica a lo largo de la estructura, la distribución de corriente puede verse seriamente afectada. Por ejemplo, en la Figura 4-33, en la que la resistividad del pantano (ρSW) es mucho menor que la resistividad eléctrica del suelo adyacente (ρS), una cantidad desproporcionada de la corriente de protección catódica seguirá el paso del pantano. Esto da por resultado una mayor densidad de corriente en las superficies de la estructura en contacto con el pantano, y una menor densidad de corriente en el resto de la superficie. En casos extremos como éste, en que ρ >> ρS SW, se puede obtener una mejor distribución


de la corriente instalando el dispersor en el suelo de mayor resistividad, si bien es cierto que la resistencia del dispersor será mucho mayor.

Swamp


High Resistivity Soil

Is

linePipe

AnodeBed

-900 mV -800 mV

Pantano Tubería

-800 mV-900 mV

( )ρsSuelo de alta resistividad

ρsw

Isw

LechoT/RAnódico

Figura 4-33: Paso de Baja Resistividad dentro de un Suelo de Alta Resistividad

Una variación similar de la resistividad del electrolito ocurre debido a la estratificación del suelo o de la humedad. Cualquier estructura, como el casing de un pozo de la Figura 4-34, que atraviesa estratos de distintas resistividad, recibirá una distribución de corriente no uniforme. La mayor densidad de corriente no necesariamente aparecerá en las superficies expuestas al medio de menor resistividad, que en este caso es agua salina, ya que la resistencia del paso también está en función de su longitud y de la superficie de su sección transversal. La proximidad relativa entre el ánodo y el agua dulce y la arcilla, que tienen resistividades eléctricas similares, significa que las densidades de corriente serían similares, y son diferentes porque los estratos de arcilla están más alejados del ánodo. La densidad de corriente en la estructura expuesta a la zona arenosa por encima de la napa de agua puede no ser alta, a pesar de la proximidad al ánodo, ya que la zona arenosa tendrá un bajo contenido de humedad y una resistividad eléctrica relativamente alta. Además, la zona arenosa estará razonablemente aireada, y su nivel de polarización será menor que para una densidad de corriente similar en los estratos de arcilla o agua dulce.



P /S = -8 0 0mV

Figura 4-34: Distribución de Corriente en un Casing con Resistividades Variables

La densidad de corriente en la capa de agua salina es tan grande como en la zona arenosa con bajo contenido de humedad, porque el paso a través de la capa de piedra caliza es delgado y la superficie de su sección transversal, grande, por lo que resulta un paso de resistencia relativamente baja. El potencial polarizado es mayor en la capa de agua salina que en la zona arenosa seca, porque el medio salitroso (brine) es relativamente anaeróbico. Allí donde la densidad de corriente en una estructura dentro de un electrolito de alta resistividad no es suficiente para una completa protección, la distribución de la corriente puede mejorarse instalando ánodos adicionales. La ubicación de estos ánodos es un factor crítico a la hora de mejorar la distribución de la corriente. 4.11.7 Efectos de los Holidays en una Estructura Recubierta

sobre la Distribución de la Corriente Si bien la resistencia del camino desde el terreno remoto hasta un holiday o hasta la superficie recubierta adyacente al holiday es básicamente la misma, las densidades de corriente a través del revestimiento son muchos órdenes de magnitud menores que en el holiday. Sin embargo, en tuberías bien revestidas, la

Layer of SandyLoam

P / S = -75 0 mV

P /S = -9 2 0mV

ρ =2,500ohm-cmISL

P /S = -1 ,1 00 mV IFW ρ =1,300ohm-cmLayer SaturatedwithFreshW a ter

IC

Capa de Caliza p=150,0 0 0o h m-c mIL

Layer of Clayρ =1,500ohm-cm

P /S = -85 0 mV Layer SaturatedwithBrineρ =30ohm-cmIB

A n o d e

W e l l C a s i n g Tubo Camisa T/R

Capa de Limo Arenoso Anodo

Capa Saturada con Agua Dulce

Capa de Arcilla

Capa Saturada con Agua Salobre


mayor parte de la corriente de protección catódica pasa a través del revestimiento, más que a través de los holidays. Consideremos el caso de una tubería de 30 cm de diámetro y 20 m de largo, con un recubrimiento dieléctrico que tiene una resistencia específica de 104 Ω-m2 en un suelo de 4000 Ω-cm. Suponiendo que hubiera un único holiday circular de 1 cm de diámetro, como vemos en la Figura 4-35, podemos calcular la corriente que pasa a través del holiday y a través de la superficie revestida. Nótese que un holiday de 1 cm representa un 0.0004% de la superficie total de una tubería de 20 m de longitud, lo que perfectamente podría ser el caso de una tubería recubierta nueva (véase Figura 4-6).

we


ll coated pipe

20 m

Tubo bien revestido

Icp,hIcp,ctdr = 10 ohm-cmc4 2′ day

1 cm dia.holi

holiday de 1 cm de diámetro

Figura 4-35: Distribución de la Corriente de Protección Catódica en un Tubo Bien Revestido con

un Holiday La resistencia (RL) del tubo recubierto con respecto al terreno remoto está dada por la Ecuación 4-54.

ps

CL A

rR

,

′= [4-54]

donde la superficie del tubo:

2 A = πdL = 3.14 × .3 m × 20 m = 18.84 ms,p

Ω×=−Ω

= 32

24

10 0.53 m84.18m10 LR entonces:

Asumiendo un gradiente de potencial de CP aplicado de 300 mV entre el tubo y el terreno remoto, usando la ley de Ohm:

mA 0.565 10 53.0

300 3, =Ω×

=mVI ctdcp

y la densidad de corriente a través de la superficie recubierta


22ctd,cp mmA 0.033

m84.18mA 565.0 i ==


= 33 μA/m2 = 33 × 10-4 μA/cm2

La resistencia del holiday al terreno remoto puede calcularse usando la Ecuación 4-55 para un disco circular.

d2ρ R h = [4-55]

Ω=Ω

= 2000 cm2

cm- 4000 R h entonces:

por la ley de Ohm:

Ω==

2000mV 300

RmV 300 Ih

h,cp

= 0.15 mA

2hh,cp

d 4

mA 0.15 A

mA 0.15 iπ

== entonces:

= 0.15 mA × 43.14 cm2 = 0.191 mA

cm2 = 191 μA/cm2 La relación entre la densidad de corriente en el holiday (icp.h) y la densidad de corriente en el recubrimiento (icp,ctd) es entonces:

424-

2

ctd,cp

h,cp 10 .85 A/cm 10 33

A/cm 191 ii

×=μ×

μ=

Aún cuando la densidad de corriente en el holiday es de más de 4 órdenes de magnitud mayor que a través del recubrimiento, la corriente total a través del revestimiento (0.565 mA) es casi cuatro veces mayor que en el holiday. Por lo tanto, en tuberías bien revestidas, la mayor parte de la corriente de protección catódica pasa a través del recubrimiento, no a través de los holidays.


4.11.8 Efectos de la Polarización (Tiempo) sobre la

Distribución de la Corriente Por lo general, los cálculos de distribución de corriente no incorporan los efectos de la polarización, porque resulta muy difícil de calcular. Cuando la corriente se aplica inicialmente, en ausencia de una polarización significativa, su distribución está determinada únicamente por las resistencias relativas de los pasos de corriente. Esta distribución inicial de la corriente se conoce con el nombre de distribución primaria de la corriente. Con el transcurso del tiempo y la acumulación de los productos de la reacción catódica, como los depósitos calcáreos, el potencial polarizado se vuelve más negativo, resultando en una menor atenuación y una mejor distribución de la corriente, como indica la Figura 4-36.

drain pointpunto de drenaje Ecorr


criterion

Vcp

primary current distributionsecondary current distribution distribución principal de la corriente distrib. secundaria de la corriente

Figura 4-36: Efectos de la Polarización en el Tiempo sobre el Perfil de Atenuación

En algunos suelos y en agua de mar, la polarización mejora por la formación de depósitos de calcio y magnesio en los holidays del revestimiento. Estos depósitos reducen la difusión de oxígeno a la superficie, contribuyen a mantener un elevado pH superficial y, en electrolitos de baja resistividad, aumentan la resistencia del paso de corriente a través del holiday. Por ende, cuando un sistema de protección catódica se enciende, en un primer momento hay una distribución de corriente primaria, basada en las resistencias del circuito eléctrico; pero a medida que aumenta la polarización a lo largo del tiempo, aparece una distribución secundaria de la corriente de protección catódica debido a la contribución de la polarización (véase Figura 4-20).



4.11.9 Resumen de los Factores que Afectan la Distribución de la Corriente

El aspecto más complejo en el diseño de un sistema de protección catódica, consiste en lograr una distribución de corriente relativamente uniforme sobre la estructura a proteger. Esto se debe a los muchos factores que afectan la distribución de la corriente, como se resume en la Tabla 4-9.

Tabla 4-9: Resumen del Efecto de Varios Factores sobre la Distribución de la Corriente

Factor Efecto sobre la Distribución de

la Corriente

Resistividad del Electrolito Aumenta Mejora Disminuye Disminuye Variable Disminuye

Resistividad de la Estructura Aumenta Disminuye Disminuye Mejora Variable Disminuye

Calidad del Revestimiento Mala Disminuye Excelente Mejora

Separación entre Ánodo y Estructura Poca Disminuye Mucha Mejora

Polarización Mucha Mejora Poca Disminuye

Muchos de estos factores pueden ser tenidos en cuenta al diseñar un sistema de protección catódica, especialmente al elegir el sistema, la separación entre ánodo y estructura, y la ubicación de los ánodos. Como puede verse en la Figura 4-37, hay muchas opciones para elegir.



Surface Surface

Distributed Remote

Current ource

Anode Configurations

Sand

Surface

Remote

Surface Deep Semi-deep

Distributed

Impressed tCurrenGalvanic

Figura 4-37: Configuraciones Anódicas Comunes

Proyecto en Equipo

Configuración de Fuente y

Anodos

Distribuidos DistribuidosRemotos Remotos

Superficiales Superficiales Superficiales Superficiales Semi-ProfundosProfundos

Galvánicos Corriente Impresa



Diseñe un sistema de protección catódica con una vida útil mínima de 30 años, para una tubería de gas natural de alta presión revestida y de 30 cm de diámetro, ubicada en una zona semi-urbanizada, dadas las siguientes condiciones:

• la tubería está aislada en sus dos extremos • la resistividad promedio del suelo es de 4,700 Ω-cm hasta los 4 m

de profundidad, luego de 21,000 Ω-cm • la resistencia específica del recubrimiento en el suelo de 4,700 Ω-

cm es de 6 × 104 Ω-m2

• debe aplicarse un potencial de protección catódica mínimo de 300 mV.

Confeccione un esquema del diseño donde se vean la(s) fuente(s) de protección catódica, el tipo de ánodo, etc., haciendo uso del diagrama de flujo de la Figura 4-1. Omita los cálculos relativos al costo del sistema. Especifique las ventajas y desventajas de su diseño. El instructor elegirá la longitud del tubo.

CAPÍTULO 5 EVALUACIÓN DEL RENDIMIENTO DE UN SISTEMA DE PC

5.0 Introducción En última instancia, la efectividad de un sistema de protección catódica se ve confirmada por su capacidad de controlar o no la corrosión en forma adecuada. Si bien en algunas tuberías la corrosión puede identificarse usando smart pigs, generalmente no resulta simple el proceso para determinar la corrosión directamente. Por lo tanto, resulta imprescindible confiar en métodos indirectos para establecer cuán adecuado resulta un sistema de protección catódica. El método más usado consiste en medir el potencial de la estructura para compararlo con el criterio seleccionado. También se miden las corrientes que circulan en el sistema, como parámetros adicionales de funcionamiento. De hecho, para tuberías de petróleo y gas, los potenciales deben medirse en forma rutinaria para cumplir con las regulaciones gubernamentales. 5.1 Medición de Potencial Para la medición del potencial estructura-electrolito se usa un instrumento de alta resistencia de entrada, conectado entre la estructura o el cable de ensayo de la estructura, y un electrodo de referencia portátil colocado en contacto con el electrolito, como muestra la Figura 5-1 para una tubería.

high inputresistance meter

medidor de alta resistencia

portable reference electrodeelectrodo de referencia portatil

Figura 5-1: Ilustración de una Típica Medición de Potencial Tubo-Suelo

Se asume que el potencial del electrodo de referencia no cambia mientras se lo mueve de locación en locación; de no ser así, se introduce un error en la medición. Para garantizar la precisión y reproducibilidad de la medición, el electrodo de referencia debe mantenerse en buenas condiciones.


Evaluación del Rendimiento de un Sistema de PC 5:2

5.1.1 Electrodo de Referencia de Cobre-Sulfato de Cobre La Tabla 5-1 ofrece una lista de los elementos para el mantenimiento de un electrodo de referencia de cobre-sulfato de cobre saturado (CSE) como el que aparece en la Figura 5-2.

Connectionfor Test L


Figura 5-2: Electrodo de Referencia de Cobre-Sulfato de Cobre

Tabla 5-1: Lista de Elementos para el Mantenimiento del Electrodo de Cobre-Sulfato de Cobre

Uso y Cuidado del CSE

• Mantener limpio • Mantener el capuchón puesto cuando no está

en uso • Limpiar el tapón poroso • Mantener libre de contaminación,

especialmente por Cl– • En campo, tener siempre repuestos • Mantener calibrado (versus SCE , calomel) • Medir temperatura cuando se lo usa • Proteger de la luz solar directa • Para que la solución esté saturada, debe haber

cristales de sulfato de cobre

Dos puntos importantes de esta lista son la necesidad de evitar la contaminación, especialmente por iones cloruro, y el requerimiento de que la solución esté saturada con iones cúpricos. Las variaciones en estas condiciones pueden

R em o v alC ap

Porous Plug

U ndiss olvedC opper S ulfate

C r ystals

ead

Copper RodClear

W in dow

SaturatedCopper SulfateSolution

Tapón Poroso

Solución Saturada de Sulfato de Cobre

Varilla de Cobre

Conexión para cable de medición

Cristales deSulfato de Cobre

sin disolver

Ventana Transparent

Capuchón Removible


modificar significativamente el potencial del electrodo de referencia, como vemos en las Figuras 5-3a y 5-3b. A medida que aumenta la concentración de iones cloruro, el potencial del electrodo de referencia se hace más negativo. Cuando disminuye la concentración de sulfato de cobre, el potencial del electrodo de referencia también se mueve en dirección electronegativa. En ambos casos, el potencial de la estructura medido será más electropositivo. En estructuras en agua de mar o soluciones con agua salada, generalmente se usa un electrodo de referencia de plata-cloruro de plata.

50

100

-50

0

100

150


Copper Sulfate Concentration, ppt

-0.10.01 10 1001 1,0005 0 1 0 15

- 150

- 100

- 50

0

Concentración de Cl-, ppt

Des

plaz

amie

nto

del P

oten

cial

, mV

Des

plaz

amie

nto

del P

oten

cial

, mV

Referencia de Cu/CuSO4

Concentración de Sulfato de Cobre, ppt

Figura 5-3a: Efecto de la Concentración de Cl– Fig.-5-3b: Efecto de la Concentración de Sulfato Sobre el Potencial del CSE1 de Cobre sobre el Potencial del CSE2

Además, otro factor importante está dado por la temperatura del electrodo de referencia. El electrodo de referencia de sulfato de cobre tiene un coeficiente de temperatura de alrededor de 0.9 mV/ºC como indica la Tabla 1-3. Por lo tanto, el potencial del electrodo de sulfato de cobre con respecto a un electrodo de hidrógeno standard (SHE) a cualquier temperatura (Ecse,t) se expresa en la Ecuación 5-1. Ecse,t = Ecse,25ºC + 0.9 mV/ºC (T – 25 ºC) [5-1] Los grados centígrados pueden convertirse a grados Fahrenheit mediante la siguiente relación:

32 59 C F +⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛ ×°=° [5-2]

1 Ansuini, F.J. and Dimond, J.R., Factors Affecting the Accuracy of Reference Electrodes, MP, Vol. 33,

No. 11, Nov. 1994, p.16. 2 Ibid. 1


Por lo tanto, para 25ºC:

32 45 32 59 C25 F +=+⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛ ×°=°

ºF = 77ºF Como el coeficiente de temperatura equivalente es 0.5 mV/ºF, la compensación de la temperatura en la Ecuación 5-1 puede escribirse de la siguiente manera: Ecse,t = Ecse,77ºF + 0.5 mV/ºF (T – 77 ºF) [5-3] Por ejemplo, a 25ºC, el potencial del electrodo de referencia de cobre-sulfato de cobre es de +0.316 Vshe. A 5ºC, el potencial sería: Ecse,5ºC = +316 mVshe + 0.9 mV/ºC [5ºC – 25ºC] = +316 mVshe + 0.9 mV/ºC [–20ºC] = +316 mVshe – 18 mV Ese,5ºC = +298 mVshe Esto significa que un potencial de estructura de –850 mVcse medido a 25ºC sería equivalente a un potencial de –832 mVcse medido con el electrodo de referencia a 5ºC. De la misma manera, un potencial de estructura de –850 mVcse medido a 25ºC equivaldría a –868 mVcse con una temperatura de electrodo de referencia de 45ºC. Por esto, cuando se miden potenciales, debería anotarse también la temperatura del electrodo de referencia.

5.1.2 Electrodos de Referencia Enterrados En algunos casos, resulta recomendable usar un electrodo de referencia enterrado o permanentemente inmerso, como en el cruce entre dos tuberías con protección catódica, entre tanques de almacenamiento enterrados por debajo de una losa de hormigón armado, dentro de un tanque de almacenamiento de agua, etc. Estas referencias, en ocasiones llamadas electrodos de referencia “permanentes”, tienen una vida útil determinada, generalmente estipulada por el fabricante. Hay varios fabricantes que ofrecen electrodos de referencia para uso enterrado o sumergido. Para usos enterrados, se dispone comercialmente de electrodos de referencia de CSE (cobre-sulfato de cobre saturado), SSC(plata-cloruro de plata), y zinc. Para prolongar su vida útil, generalmente estos electrodos vienen pre-empaquetados en un relleno rico en sulfatos/bentonita, parecido al que se usa con los ánodos galvánicos de magnesio y zinc.



5.1.3 Consideraciones acerca de la Polaridad A continuación, las Figuras 5-4a y 5-4b muestran dos modos comunes de conectar el voltímetro entre el electrodo de referencia y la estructura cuyo potencial se desea medir.

Voltímetro

El medidor muestra un signo negativo. Registre un potencial de estructura negativo

- 900 m V

Electrolito

Celda de Referencia

900 V Voltímetro

El medidor muestra una lectura positiva. Registre un potencial de estructura negativo

Electrolito

Estructura

Celda de Referencia

Estructura

(a) (b)

Figura 5-4: Mediciones de Potencial Estructura-Suelo

Siempre que el signo de la polaridad del instrumento de medición, que aparece en el display, sea interpretada correctamente, no importa cuál de estos métodos se utilice. El signo de polaridad debe interpretarse de la siguiente manera. En el caso de la Figura 5-4a, una polaridad negativa indica que la polaridad del tubo con respecto al electrodo de referencia es opuesta a las indicaciones de polaridad en los terminales del instrumento. Por lo tanto, el tubo, que está conectado al terminal positivo, no es positivo sino negativo, y el potencial de la estructura se escribe:

Vm = –900 mV/ref En el caso de la Figura 5-4b, la falta de indicación de polaridad en el display (en algunos instrumentos aparece un signo positivo) significa que la polaridad del tubo concuerda con las indicaciones de polaridad del instrumento de medición. Como el tubo está conectado al terminal negativo, el potencial del tubo se escribe:

Vm = –900 mV/ref



Esta lectura del potencial de la estructura debe registrarse con sus cuatro componentes: polaridad, magnitud numérica, unidades y referencia utilizada. Esta notación significa que: “El potencial de la estructura es 900 milivoltios negativos con respecto al electrodo de referencia.” Es decir que, si uno de estos componentes falta en la notación del potencial, habrá una incoherencia en la frase anterior. 5.1.4 Circuito de Medición de Potencial y Error en la Medición El objetivo de una medición de potencial es determinar el potencial del tubo (Ep) con precisión en la ubicación donde se realiza el ensayo. El circuito de medición es aproximadamente equivalente al siguiente circuito eléctrico.


Figura 5-5: Esquema Eléctrico del Circuito de Medición Tubo-Suelo

Idealmente, a través de los terminales del instrumento debería aparecer la diferencia de potencial verdadera (Etrue) entre el tubo y el electrodo de referencia. Como el circuito del instrumento es un circuito en serie, la magnitud de la caída de tensión que aparece a través del instrumento será proporcional a la razón entre la resistencia del instrumento y la resistencia total del circuito de medición. Para el circuito de medición se aplica la ley de voltaje de Kirchoff, es decir, en un circuito en serie, la diferencia de potencial verdadera es igual a la suma de las caídas de tensión. Etrue = ImRt [5-4]

Etrue = Im [Rtl,1 + Rtl,2 + Rtl,3 + Rp,e + Rr,e + Rm] Etrue = Vtl,1 + Vtl,2 + Vtl,3 + Vp,e + Vr,e + Vm Vm = Etrue – [Vtl,1 + Vtl,2 + Vtl,3 + Vp,e + Vr,e]

r , e I m

true

R m

tl,3

donde resistencia de entrada del voltímetroRm =

Rp,e =Rt,l =

Rr,e =

Im =

tl,2R R l, 1 t

R p ,e Etrue =

resistencia del cable de medición

resistencia tubo-tierra

resistencia referencia-tierra

corriente en el medido

RR

r

Ep - ErefE pero se asume que Erf es igual a cero


Vcirc equivaldrá a todas las caídas de tensión del circuito, excepto la caída de tensión del medidor Vm = Etrue – Vcirc luego: Dividiendo ambos lados por Etrue

true

true

true EV E

EV circm −

=

pero: Etrue = ImRt y Vcirc = ImRcirc y luego de reemplazar:

)(RI

)R (RI

EV

m

circmm

t

t

true

−=

y: Rt – Rcirc = Rm

ttrue R

R EV mm = [5-5]

Por consiguiente, la cantidad de voltaje (Vm) que aparece a través del instrumento en comparación con la verdadera diferencia de potencial (Etrue) es proporcional a la razón entre la resistencia del instrumento de medición (Rm) comparada con la resistencia total (Rt) Por ejemplo: Consideremos un potencial verdadero Etrue = 1,000 mV, la

resistencia de cada cable ensayo = 0.01 ohm, una resistencia tubería-tierra (Rp,e) de 10 ohms, una resistencia del electrodo de referencia a tierra (Rr,e) de 100 kΩ, y una resistencia del instrumento de 1 MΩ. Calcule el voltaje que aparecerá a través del voltímetro.

Rt = 3Rtl + Rp,e + Rr,e + Rm

= 3(0.01) + 10 + 105 + 106

Rt = 1.1 MΩ A partir de la Ecuación 5-5



tt

E RR V m

m ×=

mV 1000 M 1.1 M 1.0 Vm ×ΩΩ

= = 909 mV

esto constituye un error de:

9% 100 1000

909 1000=×

−

Si en el ejemplo anterior la resistencia de entrada del instrumento se

aumenta a 10 MΩ, el voltímetro leería 990 mV, lo cual reduciría el error al 1%.

La caída de tensión a través del voltímetro (Vm) se aproxima a la

diferencia de potencial verdadera entre la referencia y el tubo a medida que la razón de la resistencia del voltímetro con respecto a la resistencia total del circuito de medición se aproxime a uno (es decir, Rm/Rt 1). Esto es, el voltaje a través del voltímetro se aproxima al potencial verdadero a medida que la resistencia del instrumento se hace mucho más grande que las otras resistencias en el circuito de medición.

Por lo tanto, deberían evitarse otras resistencias elevadas en el circuito de medición que no sean la resistencia a través del voltímetro. La resistencia de contacto del electrodo de referencia puede constituir una fuente de error cuando la referencia se coloca sobre un suelo seco, canto rodado bien drenado, piedra partida, suelo congelado, asfalto u hormigón. A fin de minimizar este error, la conductancia de contacto puede mejorarse mojando o humedeciendo la zona alrededor de la referencia. En casos extremos, puede hacerse una perforación desde la superficie hasta una profundidad en la que haya humedad permanente y colocar la referencia dentro del pozo, o puede también crearse un puente electrolítico entre la referencia y la tierra (Figuras 5-6a y 5-6b).



small diameterhole filled witha soapy w


ater

agujero pequeño lleno con agua jabonosa

a) suelo seco o tierra congelada b) asfalto u hormigón

Tubo de PVC

suelo seco o

congeladoarcilla

Figura 5-6: Métodos para Minimizar la Resistencia de Contacto del Electrodo de Referencia

En la Figura 5-6a, la profundidad desde la superficie hasta la arcilla debe estar por debajo de la línea de congelamiento en suelo helado y a la profundidad donde haya humedad permanente en suelo seco. Para asfalto u hormigón, una solución de agua jabonosa generalmente asegurará el suficiente contacto electrolítico, aún cuando descienda el nivel del agua en el pozo. Una resistencia elevada del circuito de medición también puede deberse a la rotura de los cables de ensayo, a las resistencias de conexión de los cables de ensayo y a la resistencia del tubo a tierra, si la tubería es corta y bien revestida. Al medir un potencial tubo-suelo, puede no resultar evidente la presencia de una elevada resistencia en el circuito. Si el voltímetro tiene un selector para modificar la resistencia de entrada, una resistencia elevada en el circuito de medición puede identificarse seleccionando una resistencia de entrada menor o mayor. Si el potencial indicado por el voltímetro difiere significativamente (es decir, en más del 10%) entre las dos impedancias de entrada, esto quiere decir que hay una resistencia elevada en el circuito de medición. Conociendo las dos resistencias de entrada y su correspondiente voltaje medido, el potencial verdadero puede calcularse usando la Ecuación 5-6.

l

h

htrue

VVK 1

K) (1 V E−

−= [5-6]

donde: Etrue = potencial verdadero (V) K = razón entre las resistencias de entrada Rl/Rh Rl = menor resistencia de entrada Rh = mayor resistencia de entrada Vl = voltaje medido con la menor resistencia de entrada Vh = voltaje medido con la mayor resistencia entrada


Por ejemplo: Si se midió una diferencia de potencial (Vl) de –650

mVcse con una resistencia de entrada (Rl) de 1.0 MΩ, y se midió una diferencia de potencial de –800mVcse

(Vh) con una resistencia entrada (Rh) de 10 MΩ, entonces el potencial verdadero (Etrue) se calcularía de la siguiente manera:

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−

−=

mV 650 -mV 800- 0.1 1

0.1) (1mV 800- Etrue

csemV821- 0.877

mV 720- 0.123 1

mV 720- ==−

=

Etrue es igual al potencial polarizado. Además, la resistencia total del circuito (Rt) puede determinarse usando la

Ecuación 5-5.

V

E R R

m

m truet

×=

mV800

mV 218 M 10 ×Ω=

Rt = 10.3 MΩ

Esto significa que la resistencia en el circuito de medición, excluyendo la resistencia del instrumento, es:

Rcirc = Rt – Rm

= 10.3 MΩ – 10 MΩ Rcirc = 0.3 MΩ o 300,000 Ω 5.2 Errores de Caída de Tensión Externos al Circuito

del Instrumento 5.2.1 Errores de Caída de Tensión en la Medición del Potencial

Debido a la Circulación de Corriente en la Tierra



A medida que las cargas circulan por la tierra hacia o desde el tubo, y teniendo en cuenta la resistencia de la tierra, se producen caídas de tensión en la tierra, generando un gradiente de voltaje alrededor del tubo, como ilustra la Figura 5-7 para un tubo desnudo.

línea equipotencial (superficie)

línea de corriente

Figura 5-7: Líneas de Voltaje y Corriente alrededor de una Tubería Desnuda que Recibe Corriente

de Protección Catódica Fuente: Parker, Marshall and Peattie, Edward, Pipeline Corrosion and Cathodic Protection, 3rd Edition, Gulf Publishing

Co., Houston, TX, p.25

Las líneas radiales indican los pasos de corriente, mientras que las líneas perpendiculares a las líneas de corriente representan las superficies equipotenciales creadas por la corriente. Las superficies equipotenciales, perpendiculares a los pasos de la corriente, no están espaciadas en forma uniforme, sino que aumentan a medida que aumenta la distancia al tubo, ya que cada carcaza sucesiva de tierra tiene una mayor superficie y, por ende, una menor resistencia. Si se toma una medición de potencial con el electrodo de referencia ubicado en A y la dirección de la corriente es hacia el tubo (como sería el caso de la protección catódica), habrá una caída de tensión (Vs) en el suelo entre el electrodo de referencia y la superficie del tubo. El suelo en el punto A es más positivo que el suelo inmediatamente adyacente a la superficie del tubo. Si la diferencia de potencial entre las superficies equipotenciales adyacentes es de 10 mV, la caída de tensión en el suelo entre la superficie del tubo y la ubicación de la referencia sería de 10 líneas × 10 mV = 100 mV. El suelo en la superficie del tubo tiene -100 mV con respecto al suelo en el electrodo de referencia.



Icp

Ep


CPSource

Ve

A

reference lectrode

groundbedcture

drain oint

eelectrodo de referencia

strup

punto de drenaje de la

estructura dispersor

Fuente de PC

Figura 5-8: Esquema Eléctrico que Muestra la Caída de Tensión en el Suelo en una Medición de

Potencial

Para la medición tubo-suelo que muestra la Figura 5-8, la diferencia de potencial (Vm) ubicada en el voltímetro estará dada por la Ecuación 5-7. Vm = Ep + Ve [5-7] donde: Ve = caída de tensión en la tierra Si la dirección de la corriente fuera desde el tubo hacia afuera, entonces se aplicaría la Ecuación 5-8. Vm = Ep – Ve [5-8] Por ejemplo, si el potencial polarizado (Ep) del tubo es de –790 mVcse, en el

voltímetro se leería: Vm = –790 mVcse + (–100 mV) Vm = –890 mVcse

por lo tanto, hay un error de 100 mV en la medición que hace aparecer al tubo mejor protegido de lo que está en realidad.

Para una tubería bien revestida, el campo de superficies equipotenciales se

forma muy cerca de los holidays, como muestran las Figuras 5-9 y 5-10.


holiday

Figura 5-9: Líneas de Corriente y Voltaje alrededor de un Holiday en una Tubería Revestida

d

Figura 5-10: Líneas de Corriente y Voltaje cerca de un Holiday En una tubería revestida, la mayor parte de la caída de tensión se concentra en el holiday. Comúnmente, un 95% de la caída de tensión total entre la referencia y el acero expuesto en el holiday se encuentra a alrededor de 10 diámetros del holiday (es decir, 10 d). Para un holiday de 1 cm. de diámetro, el 95% del gradiente de voltaje se produce dentro de un radio de 10 cm. desde el holiday.3

5.2.2 Errores de Caída de Tensión en la Medición de Potencial

debidos a Corriente Circulando en la Tubería Las caídas de tensión también se producen en pasos de corriente metálicos, y si la conexión al tubo está lejos de la ubicación del electrodo de referencia como vemos en la Figura 5-11, habrá un error por caída óhmica (Vp) en la medición de potencial.

3 Gummow, R.A., The Cathodic Protection Potential Criterion for Underground Steel Structures, NACE International, CORROSION/93, Paper No. 564, p. 5.



VpI

I

I

Figura 5-11: Caída de Tensión en una Tubería que Conduce Corriente

Cuando se realiza una conexión a un conductor que lleva corriente, como en la ilustración, el error por caída de tensión se sumará o restará, dependiendo de la dirección de la corriente. Esta situación se ilustra en el esquema eléctrico de la Figura 5-12.


CP currentsource

V1

Icp Vp

V2 21

IcpVp

Fuente de corriente de PC

Figura 5-12: Esquema Eléctrico para Mostrar el Error en una Medición de Potencial Debido a la Corriente de Protección Catódica en una Tubería

En la ubicación , la diferencia de potencial (Vm) medida por el voltímetro será el potencial del tubo (Ep) menos la caída de tensión en el tubo (Vp), es decir: Vm = Ep – Vp [5-9] Pero para la ubicación , con la corriente en dirección opuesta, el error Vp se sumará en lugar de restarse, por lo que: Vm = Ep + Vp [5-10]


5.3 Métodos para Minimizar los Errores por Caída de Tensión en la Medición de Potencial

Una típica medición de potencial en una tubería puede incluir caídas de tensión tanto en la tierra como del tubo, de manera que la diferencia de potencial entre un tubo y un electrodo de referencia puede expresarse mediante la Ecuación 5-11: Vm = Ep ± Ve ± Vp [5-11] Que el error deba sumarse o restarse, dependerá de la dirección de la corriente. La Ecuación 5-11 también puede escribirse en términos de corriente y resistencia, de acuerdo con la ley de Ohm:

Vm = Ep ± Ie (Re) ± Ip (Rp) [5-12] Examinando cualquiera de estas dos ecuaciones, vemos que es el potencial polarizado del tubo (Ep) el que se requiere para compararlo con los criterios de potencial utilizados en la industria (por ejemplo, –850 mVcse). La situación ideal es que Vm = Ep sin que haya error por caída óhmica.

5.3.1 Método de Interrupción de la Corriente Si la única corriente que produce las caídas de tensión es la corriente de protección catódica, la Ecuación 5-12 puede re-escribirse de la siguiente forma Vm = Ep ± Icp • Re ± Icp • Rp [5-13] Aquí se hace evidente que si Icp = 0, Vm sería igual a Ep, ya que los términos de caída óhmica se hacen cero. 0 0 Vm = Ep ± Icp Re ± IcpRp [5-14] En este método, la corriente de protección catódica se interrumpe momentáneamente y se registra el potencial inmediatamente después de la interrupción, lo que se conoce con el nombre de potencial instant-off o simplemente potencial off. Por cuestiones de practicidad, la corriente se interrumpe utilizando un interruptor cíclico que se inserta en el circuito de protección catódica y se ajusta como para que el tiempo de duración del hemiciclo ON sea por lo menos el doble del tiempo del hemiciclo OFF (por ejemplo, 10 segundos ON y 5 segundos OFF). Es recomendable mantener un mínimo tiempo de duración del hemiciclo OFF, de manera que la estructura no se



despolarice significativamente durante el relevamiento. Esta respuesta de potencial se muestra en la Figura 5-13.

Caida IxR

Potencial OFF

t1 t2 t3 t4

Potencial ON

Pote

ncia

l

Tiempo

Figura 5-13: Ilustración Gráfica del Método de Interrupción de la Corriente Para Minimizar el Error por Caída de Tensión en la Medición de Potencial

El interruptor se enciende en t1 e interrumpe la corriente entre t1-t2 y la enciende en t2. El hemiciclo ON de t2 a t3 debería ser al menos el doble del hemiciclo entre t1-t2. El súbito cambio de potencial entre ON y OFF representa la desaparición de la caída óhmica en la medición. Esta caída óhmica reaparece cuando la corriente es restablecida. Se considera que el potencial instant-off es igual al potencial polarizado porque se asume que el potencial a través de la interfase estructura-electrolito se almacena momentáneamente en la capacitancia de la doble capa. La técnica de interrupción de la corriente se usa muy comúnmente cuando se lleva a cabo un relevamiento de potencial paso-a-paso. Los datos del ejemplo de la Figura 5-14 indican que los potenciales por debajo del criterio están ubicados en las secciones A y B. En la sección A, los potenciales instant-off están por debajo del criterio, pero el potencial ON es más negativo que –850 mVcse, mientras que en la sección B, tanto los potenciales ON como los potenciales instant-off están por debajo del criterio. Después de realizar un relevamiento paso-a-paso, los potenciales ON en cada ubicación en la que el potencial instant-off es más negativo que el criterio de –850 mVcse pueden usarse como criterios alternativos para relevamientos futuros, siempre que no haya cambios en las condiciones del suelo, como humedad, aireación, pH, etc., o en la temperatura de operación de la tubería.



-850 mVcse

on-potential

-1.2

-1.1

-1.0

-0.9

-0.8

-0.7

-0.6

criterion

A B

instant-off potential

Distance

Potencial ONPotencial instant-OFF

criterio

gura 5-14: Ejemplo de Datos Obtenidos Mediante un Relevamiento de Potencial Paso-a- aso en

sando el modelo de circuito de Randle de la interfase de electrodo que se

Distancia

Fi PFunción de la Distancia tanto para Potenciales ON como Instant-Off

Umuestra en la Figura 5-15, puede verse que el potencial a través de la interfase (Ep) se establece a través de la combinación en paralelo de la capacitancia de la doble capa y la resistencia de polarización. Antes de que la corriente sea interrumpida, el voltímetro mide el potencial polarizado más la caída de tensión a través de la resistencia del electrolito (Re). Cuando la corriente es igual a cero, IcpRe será igual a cero, y el voltímetro medirá el potencial polarizado (Ep)

Cdl

Rp

Re

steel soil (electrolyte)

Ep


where:doublelayercapacitance(1-200 F/cm )μ 2

Cdl =

Re = resistanceof steel surfacetoremoteearth

Rp =(1 0

E = p

polarizationresistance-1 -cm )4 2Ω

otential difference(volts)

Vm

Icp

Figura 5-15: Ilustración de la Técnica de Interru ción de la Corriente para Minimizar los Errores

i hay una inductancia significativa en el circuito de protección catódica, o si la

donde:Cdl = capacitancia de doble capa

2

Re = n superficie

esistencia de polarización Rp = r(1-104 Ω-cm2)

resiste cia de la de acero al terreno remoto

E = diferencia de potencial (voltios)

acero Suelo (electrolito)

p

por Caída de Tensión Utilizando el Modelo de Randle de la Interfase Electrodo/Electrolito

Scorriente es grande, puede aparecer un pico positivo en el potencial al interrumpir la corriente, como vemos en la Figura 5-16.



T ( seime m c)

posi stive pike

OFF' otential' P

'ON' tential

t1 t2

Po

pico positivo

Potencial OFF

Pote

ncia

l Potencial ON

Tiempo (m sec)

Figura 5-16: Pico Positivo en el Potencial cuando se Interrumpe la Corriente de Protección Catódica

Generalmente el pico dura menos de 300 milisegundos4, después de lo cual puede registrarse el potencial off sin incorporar este error transitorio a la medición de potencial. Por consiguiente, si t2 es el momento en el que se mide el potencial off, entonces t1-t2 > 300 milisegundos. Si se pretende usar un tiempo de medición más corto, debería utilizarse un osciloscopio electrónico que capture la onda potencial-tiempo, para determinar la magnitud y duración de cualquier posible transitorio. Cuando hay varias fuentes de corriente, la interrupción simultánea de todas ellas se logra usando interruptores sincronizados, pero esto no es imprescindible. Pueden interrumpirse las fuentes individualmente y registrarse separadamente la contribución de caída óhmica de cada una de ellas y restar la caída óhmica total del potencial ON. En el caso de una tubería larga con varios rectificadores muy distantes entre sí y muchos puntos de ensayo, éste puede ser un proceso bastante arduo, pero probablemente resultará práctico en una planta de procesamiento, en la que los tiempos de traslado no son un problema, o donde la interrupción simultánea de todos los rectificador puede ser poco práctica. Como se indica en la Ecuación 5-14, la técnica de interrupción de la corriente reduce los componentes de caída óhmica del suelo y de la estructura a cero, pero a fin de que los resultados sean precisos es necesario interrumpir todas las corrientes, incluyendo las corrientes vagabunda. Sin embargo, esto no es posible

4 Thompson, N.G., and Lawson, K.M., Causes and Effects of the Spiking Phenomenon, PRCI, Report #PR186-006, Jan 1992, p 94.


en los casos en que están presentes corrientes telúricas o corrientes vagabundas provenientes de un sistema de transporte. Además, la precisión de esta técnica se ve comprometida si hay corrientes re-circulantes. Una corriente re-circulante es una corriente post-interrupción entre áreas más y menos polarizadas sobre una estructura, como vemos en la figura 5-17, o entre tuberías paralelas, donde una de las tuberías está más polarizada que la otra.

lesser polarize d a re a

T/ R

circulating current ( )Ir

h ig h l y p o l a r ized area

re

zona altamente polarizada

zona menos polarizada

corriente re-circulante (Ir)

Figura 5-17: Ilustración de la Actividad de una Corriente Re-Circulante Después De la

Interrupción de la Corriente de Protección Catódica Como podría esperarse, la sección de tubería más próxima al transformador-rectificador y al dispersor se polarizará más que las superficies de tubería más lejanas. Los potenciales off medidos en las zonas más polarizadas de la tubería serán más electropositivos que el potencial verdadero. Esto se debe a la caída óhmica generada por la corriente re-circulante (Ir) que se aleja del caño (es decir, Vm = Ep– IrRe). A su vez, en la región de captura de la corriente re-circulante, el potencial off será más negativo que el potencial verdadero (es decir, Vm = Ep + IrRe), lo cual podría enmascarar lo que en otro caso podría ser un potencial por debajo del criterio. Los desplazamientos de potencial debidos a corrientes re-circulantes generalmente están en el orden de 0 a ±150 mV.5

5.3.2 Método de Reducción de la Corriente en Etapas

Sucesivas para Determinar la Cantidad de Caída Óhmica en el Suelo incluida en el Potencial On

5 Thompson, N.G. and Lawson, K.M., Most Accurate Method for Measuring an Off-Potential, PRCI Final

Report on Contract PR-186-9203, March, 1994, p.ix.



En la técnica de reducción de la corriente en etapas (stepwise current reduction), se registra el desplazamiento de potencial en la medición de potencial tubo-suelo y una medición lateral del potencial a medida que se reduce la corriente de protección catódica. La configuración del ensayo está ilustrada en la Figura 5-18.

A B

Vm

Vs,a Vs,c

C

al cable de medición del tubo

Figura 5-18: Configuración del Ensayo de Campo para el Método de Reducción de la Corriente en Etapas, Usado para Determinar la Cantidad de Caída Óhmica en el Potencial On

El potencial on registrado en el voltímetro (Vm) es Vm = Ep + Icp • Re y si la corriente Icp se redujera, disminuiría el potencial on, porque disminuiría también la caída de tensión en la tierra (IcpRe). Si la reducción en etapas de la corriente de protección catódica se continuara hasta que Icp = 0, entonces Vm = Ep y la caída óhmica también sería igual a cero. Además, los gradientes de potenciales laterales Vs,c y Vs,a también se aproximarían al cero a medida que Icp se aproxima a cero. Asumiendo que la caída de tensión en la tierra IcpRe y los gradientes de potencial laterales obedecen a la ley de Ohm, estos parámetros deberían estar relacionados linealmente.



Reduciendo la corriente de protección catódica en incrementos y midiendo Von, Vs,c, y Vs,a, pueden usarse estos datos para construir un gráfico como el de la Figura 5-19.


t (mV)

A

Figura 5-19: Gráfico de los Datos Obtenidos Mediante la Técnica de Reducción de la Corriente por

Etapas (Stepwise Current Reduction) Paso Graficar Vs,a o Vs,c sobre las abscisas con la corriente total

Paso Reducir Icp, calcular ΔVs1, y ΔVon,1; graficar ΔVs1 y ΔVon,1 para obtener el punto

Paso Repetir el Paso y graficar ΔVs2 y ΔVon,2 para obtener el punto

Paso Trace la mejor línea recta atravesando los puntos definidos por los datos y extrapólela hasta su intersección con el eje de

ordenadas en A. Entonces A será la caída óhmica en la medición original de potencial on.

Luego se determina el potencial polarizado (Ep) restando la caída óhmica en A del potencial ON medido en la ubicación B.

i.e., Ep = Vm,b – A Si la distribución de corriente y la resistividad alrededor de la tubería fuera la misma, para ambas posiciones laterales (A y C) se obtendrían dos rectas las que tendrían el mismo valor de intersección.

extrapolation

Caí

da Ix

R T

otal

en

Von

(mV)

1

2

3

Von,1

Vs,1Vs,2

Von,2

extrapolación

Caida de potencial lateral



Es necesario mantener los intervalos de reducción lo más cortos posible; de otra forma, el potencial polarizado (Ep) se reducirá al igual que la caída óhmica en la tierra y dará por resultado una indicación de mayor caída óhmica. Si los cambios en el potencial se registran rápidamente, esta técnica puede usarse en presencia de corrientes vagabundas dinámicas. Esta técnica lleva mucho tiempo y se usa raramente, dado que si es posible reducir la corriente de protección catódica, es también posible interrumpir la corriente y por lo tanto utilizar la técnica de interrupción de la corriente. Teóricamente, éste método podría usarse en tuberías con ánodos galvánicos conectados, aplicando una corriente de ensayo incremental. Ésta sería entonces una técnica de incremento de la corriente por etapas. En tuberías muy bien revestidas, el gradiente lateral de potencial puede ser pequeño, lo que aumentaría el ángulo de la línea de manera que un pequeño error en el gráfico podría resultar en una gran diferencia en el punto de intersección. Por lo tanto, la precisión de este método en tuberías muy bien recubiertas puede ser cuestionada. 5.3.3 Colocación del Electrodo de Referencia cerca de la Estructura La caída de tensión (IRe) incluida en la medición del potencial ON es la caída de voltaje en el terreno entre la superficie de la estructura y la posición del electrodo de referencia, como vimos previamente en la Figura 5-7. Si el electrodo de referencia pudiera colocarse más cerca del tubo, como muestra la Figura 5-20, el potencial on (Von) se aproximaría al valor del potencial polarizado (Ep), ya que la caída IRe se aproximaría a cero.



Figura 5-20: Electrodo de Referencia Colocado cerca de la Superficie del Tubo para Minimizar el

Error por Caída Óhmica en la Medición de Potencial La referencia no debería colocarse demasiado cerca de la superficie, ya que actuaría como pantalla con respecto a la corriente de protección catódica. Generalmente se recomienda que la referencia se coloque como mínimo a dos veces su propio diámetro. Esta técnica no resulta muy práctica para tuberías enterradas, pero es aplicable a estructuras sumergidas y a accesorios de tuberías, como válvulas y tubos de acometidas (risers), como puede verse en la Figura 5-21.

Vm

electrodo de referencia cercano a la superficie

de la estructura

tubo de acometida desnudo


Figura 5-21: Electrodo de Referencia Ubicado cerca de un Tubo de Acometida Desnudo


Si la referencia se coloca cerca de una tubería revestida, la cantidad de reducción en la caída óhmica será mínima, como muestra la Figura 5-22.

holiday

Figura 5-22: Electrodo de Referencia Colocado cerca de la Superficie de una Tubería Revestida

El electrodo de referencia tendría que estar ubicado extremadamente cerca de un holiday en el revestimiento para que la reducción en la caída óhmica fuese significativa, lo que por lo general no resulta práctico. En lugar de colocar el electrodo de referencia cerca de la estructura, se puede instalar un tubo de plástico relleno con suelo desde la superficie, cerca de la superficie del tubo, como muestra la Figura 5-23.


tubo de suelo plástico

Figura 5-23: Uso de un Tubo con Suelo para Minimizar la Caída Óhmica IRe en una Medición de

Potencial sobre un Tubo Desnudo



Como no puede haber corriente de protección catódica en el tubo plástico relleno de suelo, no habrá caída óhmica IRe entre la referencia y la parte inferior del tubo, minimizando así el error por caída óhmica IRe en la medición. 5.3.4 Uso de Cupones para Minimizar los Errores por Caída de

Tensión en la Medición de Potencial El objetivo de un cupón de protección catódica consiste en simular una pequeña porción de superficie de tubería, lo que, en un tubo recubierto, sería un holiday. Los cupones están hechos de una aleación similar a la de la estructura. Por lo general tienen una superficie de 10 a 100 cm2 y se instalan en condiciones similares a las que estaría sujeta una falla en el revestimiento (holiday). El cupón se coloca cerca de la estructura, su cable se conecta a una estación de medición y a su vez conectado al tubo, como puede verse en la Figura 5-24.


soil tube

steel coupon

referenceelectrodeelectrodo de referencia

tubo de suelo

cupón de acero

Figura 5-24: Uso de un Cupón de Acero para Simular un Holiday sobre una Tubería

Para medir el potencial polarizado del cupón, éste se desconecta momentáneamente de la tubería y se registra su potencial instantáneo al momento de la desconexión con respecto a un electrodo de referencia portátil colocado dentro del tubo relleno de suelo por encima del cupón. El valor medido del potencial polarizado del cupón (Ep,cpn) se considera igual al de un holiday cercano de la misma superficie que el cupón y expuesto a las mismas condiciones de suelo. Nótese que el potencial polarizado del cupón no será necesariamente igual al potencial polarizado del tubo en esta locación, ya que el potencial del tubo representa varios holidays de diferentes áreas, más que un único holiday. Sin embargo, se asume que si el potencial polarizado del cupón (Ep,cpn) es igual o más negativo que –850 mVcse, cualquier holiday de superficie similar o menor estará bien protegido.


El Pipeline Research Council International Inc. (PRCI) llevó a cabo una serie de ensayos de campo en ocho tuberías, para evaluar la capacidad de un cupón para monitorear la efectividad de un sistema protección catódica.6 La configuración de cupones de protección catódica usada exclusivamente en este programa de ensayos consiste en dos barras cilíndricas de acero, cada una con una superficie de 9 cm2 (1.4 in2) integradas en una estación de medición de material plástico, como puede verse en la Figura 5-25.

Ground Level

Plastic Conduit

Duplicate Leads

Reference Electrode

SoilCoupons/Conduit

Reference Tube(Filled w/soil toground level)

Coupons(placed near pipe)

Plastic Conduit

Soil

Electrodo de referencia

Cables duplicados

Conducto de plástico

Nivel de la superficie

SueloCupones / Conductos

Tubo de Referencia (relleno con suelo hasta el nivel de la

superficie)

Suelo

Conducto de plástico

Cupones (cercanos al caño)

Figura 5-25: Esquema de una Estación de Medición Integrada para Cupones

Fuente: Thompson, N.G. and Lawson, K.M., Development of Coupons for Monitoring Cathodic Protection Systems, PRCI Contract PR-186-9220, Catalog No. L51888, Final Report, Dec. 2001.

Se realizaron ensayos para comparar el potencial instantáneo del cupón al momento de la desconexión con el potencial instant-off, con el cupón y el sistema de ICCP interrumpidos. La gran mayoría de estas dos mediciones de potencial estuvieron dentro de ±25 mV, como indica la Figura 5-26.

6 Thompson, N.G. and Lawson, K.M., Development of Coupons for Monitoring Cathodic Protection

Systems, PRCI Contract PR-186-9220, Catalog No. L51888, Final Report, Dec. 2001.



Coupon-to-Soil E


(mV)Δ off

40

50

30

20

10

0

60

Can

tidad

de

Vec

es

Cupón Suelo ΔEoff (mV)

Figura 5-26: Diferencia entre el Potencial del Cupón al Desconectarse y el Potencial Cupón-Tubo, con la Corriente de Protección Catódica Interrumpida


También se investigaron las ventajas de colocar el electrodo portátil dentro del tubo relleno de suelo en lugar de colocado sobre la superficie. Como muestra la Figura 5-27, los potenciales medidas con la referencia a nivel fueron frecuentemente más negativos, lo que indica un error en la medición debido a la caída óhmica entre el cupón y la referencia posicionada sobre el nivel de terreno.

20

25

15

10

5

0

Co

Can

tidad

de

Vec

es

upon Potential at Grade minus Tube (mV)

Potencial del Cupón a Nivel menos Tubo (mV)

Figura 5-27: Diferencia entre el Potencial del Cupón Desconectado Medido con la Referencia a Nivel o dentro del Tubo de Suelo


Si bien es claro que un cupón no representa el tubo, sino que representa más bien un holiday de superficie similar en condiciones de suelo similares, la correlación entre el potencial del cupón al momento de la desconexión y el potencial instant-off del tubo es muy marcada, como indica la Figura 5-28, si bien los datos son algo dispersos. De aquí que pueda asumirse que si un cupón está adecuadamente polarizado, el tubo expuesto en un holiday de superficie igual o menor que la del cupón estará igualmente bien protegido.


-1.6 -1.4 -1.2 -1.0 -0.8 -0.6 -0.4 -0.2 -0.0-1.6

-1.4

-1.2

-1.0

-0.8

-0.6

-0.4

-0.2

-0.0

Coupon E (V,CSE)off

±100mV

1:1 Correlation

1:1 Correlación

Eof

f del

Cañ

o (V

,CS

E)

Eoff del Cupón (V,CSE)

Figura 5-28: Potencial Off del Tubo versus Potencial Off del Cupón Fuente: Thompson, N.G. and Lawson, K.M., Development of Coupons for Monitoring Cathodic Protection Systems,

PRCI Contract PR-186-9220, Catalog No. L51888, Final Report, Dec. 2001.

La cantidad de cupones usados para monitorear el nivel de protección catódica en tuberías es probablemente de alrededor de 10,000 a escala mundial. Por lo general, estos cupones de protección catódica se han instalado por alguna/s de las siguientes razones:

Para monitorear un potencial polarizado con una caída óhmica mínima en la medición

•

•

•

•

•

•

En tuberías sujetas a corriente vagabundas estáticas o dinámicas. Nótese que si se requiere un registro continuo del potencial polarizado, podría requerirse un cupon integrado a un electrodo de referencia en un mismo conjunto.

Para eliminar los errores debidos a las corrientes re-circulantes (recirculating currents o tambien balancing currents) a lo largo de la línea cuando se interrumpe la corriente de protección catódica.

Para medir un potencial polarizado representativo en tuberías con ánodos galvánicos conectados directamente o con sistemas por corriente impresa en los que resulta difícil interrumpir las salidas en forma sincronizada.

En tuberías paralelas interconectadas, para evitar el error en la medición causado por la proximidad entre tuberías paralelas.

En estructuras en las que el uso de la referencia a nivel producirá probablemente un error en la medición, como bajo losas de




hormigón reforzado, en el cruce con otras tuberías, en el fondo de tanques de almacenaje enterrados con escasa separación entre ellos, etc.

•

•

•

En estructuras que presentan potenciales próximos al límite del criterio de protección, a fin de establecer las ventajas de instalar protección catódica adicional.

Para medir la magnitud y densidad de la corriente de protección catódica.

Para medir la densidad de la corriente de interferencia AC. Con frecuencia, se incluye un tubo relleno con suelo en la configuración del cupón, de manera que el electrodo de referencia portátil pueda colocarse dentro de este tubo a fin de evitar cualquier error por caída óhmica en la medición de potencial cupón-suelo cuando se desconecta el cupón. Hay estaciones de medición para cupones comercialmente disponibles que ya vienen con cupón y tubo para ser rellenos con suelo integrados. En las locaciones donde se está en presencia de corrientes vagabundas dinámicas, donde se requiere el registro del potencial polarizado tubo-suelo en función del tiempo, no resulta práctico desconectar el cupón para medir su potencial polarizado. Para estas mediciones, existen cupones verticales libres de caída óhmica, que resultan indispensables para determinar el verdadero impacto de la actividad de la corriente vagabunda. A continuación mostramos una foto de este tipo de cupón que no requiere una interrupción repetitiva para registrar un potencial polarizado.


de 2”

Capuchón removible para mantener el relleno de fábrica en su lugar durante el transporte y la instalación

Caño de PVC 2” (nom.)

Membrana laminada de madera/polímeros de 1/8” de ancho

Cupón de acero dividido con ranura de 1/8” en el centro y 10 cm2 de superficie expuesta

Tapón de terminación de PVC (nom.)

Figura 5-29a: Fotografía de un Cupón Figura 5-29b: Esquema de un Cupón Vertical Libre de Caída Óhmica Vertical Libre de Caída Óhmica Fuente: Photo and schematic courtesy of Electrochemical Devices Inc. El cupón está incrustado en un lado del poste de la estación de medición, con una ranura para el tapón poroso en la mitad del cupón. Si se coloca un electrodo de referencia portátil dentro del poste, no hay caída óhmica entre éste y el cupón. Por lo tanto, no hay necesidad de desconectar el cupón o de interrumpir la corriente de protección catódica para obtener un potencial polarizado del cupón razonablemente preciso.

Experimento 5-1 Para demostrar varios métodos de minimizar el error por caída óhmica en una medición de potencial.



5.4 Medición del Desplazamiento del Potencial por Polarización Uno de los criterios de protección catódica consiste en polarizar una estructura de acero en por lo menos 100 mV con respecto a su potencial de corrosión (Ecorr). Dado que la polarización es función del tiempo, la cantidad de polarización puede determinarse ya sea por su formación o bien por el decaimiento de la misma, como puede verse en la Figura 5-30.


Time

Eon

Ecorr,s

polarizationdecay

t1 t2 t3

Einstant-on

Edecayed-off

IR drop

polarizationformation

IR drop

Einstant-off

decaimiento de la polarizaciónformación de

la polarización

Pot

enci

al (m

VC

SE)

Caída óhmica polarization

formationformación de la

polarización

Tiempo

Figura 5-30: Gráfico de Potencial versus Tiempo para Determinar el Desplazamiento del Potencial por Polarización

La formación de la polarización puede determinarse de dos maneras. La primera de ellas consiste en comparar el potencial instant-on medido en t1 con el potencial on (Eon) medido en t2. Si la diferencia es igual o mayor a 100 mV, entonces puede considerarse que la estructura está catódicamente protegida. Para la segunda manera, cuando la corriente de protección catódica se interrumpe en t2 y se mide el potencial instant-off (es decir, potencial polarizado), si la diferencia entre el potencial instant-off y el potencial de corrosión (Ecorr) es igual o mayor a 100 mV, puede considerarse que la estructura está catódicamente protegida. Estos dos casos pueden resumirse respectivamente como: Eon – Einstant-on ≥ 100 mV [5-15] Einstant-off – Ecorr ≥ 100 mV [5-16]



Los métodos de formación de la polarización sólo pueden usarse en el momento en que se energiza un sistema, ya que el potencial de corrosión probablemente cambiará con el tiempo y las condiciones del suelo. Además, si va a usarse el potencial instant-on para determinar la cantidad de desplazamiento por polarización, el sistema debe energizarse mediante un interruptor, de manera que el hemiciclo ON sea muy corto en comparación con el hemiciclo OFF, para evitar incluir la polarización en el potencial instant-on. Para determinar la cantidad de polarización mediante el método de decaimiento de la misma, al apagar la corriente en t2, ésta debe permanecer apagada durante cierto período hasta que la diferencia entre el potencial instant-off y el potencial “decaído-off” sea igual o mayor a 100 mV, o hasta que el cambio en el potencial (ΔE) se aproxime a cero (esto es, ΔE/Δt 0). Por lo tanto, para confirmar la protección debe satisfacerse la Ecuación 5-17.

Einstant-off – Edecayed-off ≥ 100mV [5-17] Si en una locación se cumple el criterio de 100 mV, el potencial ON de esa locación puede usarse como criterio sustituto, siempre que las condiciones del suelo, la temperatura de operación del tubo y las condiciones del revestimiento permanezcan constantes. El método de decaimiento se aplica con frecuencia cuando el potencial instant-off de la estructura no es igual o más negativo que el criterio de potencial (por ejemplo, –850 mVcse), ya que en muchos suelos el criterio de potencial es por demás conservador. El hecho de que el sistema de protección catódica se apague por varios días o semanas es una desventaja importante, si bien esto no es particularmente dañino para la integridad de la tubería.7 Sin embargo, si se están usando cupones, sólo será necesario desconectar el cupón en lugar del sistema de protección catódica. Cuando se usa el criterio de 100 mV de desplazamiento por polarización, generalmente se requiere menos corriente que para el criterio de –850 mVcse de potencial polarizado, y con frecuencia se evita la costosa remediación que se requiere normalmente para llevar la estructura al criterio de potencial. Nótese que cuando hay corrientes re-circulantes significativas al momento de interrumpir la corriente de protección catódica, aparecerán como resultado errores 7 Thompson, N.G. and Lawson, K.M., Impact of Short-Term Depolarization on Pipelines, PRCI Contract

#PR-186-9611, Catalog #L51801, Final Report, Feb. 1999.


por caída óhmica en la medición de potencial “decaído off”. En las locaciones menos negativas, el tiempo necesario para una despolarización completa se extenderá hasta que la corriente re-circulante recogida en estas locaciones se haya reducido a cero. Esto puede llevar hasta 175 horas.8

5.5 Medición de la Corriente En un circuito de protección catódica, medir la corriente es un procedimiento necesario para evaluar el rendimiento del sistema. Las mediciones de corriente típicas son:

corriente de ánodos galvánicos • • • •

corrientes de salida de un sistema por corriente impresa corriente en la estructura corriente en un puente o conexión (bond)

Se dispone de métodos de medición de corriente tanto directos como indirectos. Una medición directa consiste en insertar un amperímetro en el circuito de protección catódica, como vemos en la Figura 5-31.

5.5.1 Uso de una Amperímetro para Medir la Corriente

Icp

Vd,cp Rcp

A

Figura 5-31: Medición de la Corriente de PC Usando un Amperímetro

Por lo general, un amperímetro electrónico está compuesto de un dispositivo para medir el voltaje que mide la caída de tensión a través de un shunt interno de baja resistencia. Idealmente, un amperímetro debería tener una resistencia de entrada baja en comparación con la resistencia del circuito (esto es, Rm << Rcp), para evitar errores en la medición.

8 Ibid. 5.



Por ejemplo, según la ley de Ohm en la Figura 5-31:

cp

cpd,cp R

V I = [5-18]

pero con el amperímetro conectado en el circuito en serie, la corriente medida

en el amperímetro (Im) está dada por:

mcp

cpd,m R R

V I

+= [5-19]

Por lo tanto, la corriente medida (Im) será menor a Icp, según la resistencia del

amperímetro. En muchos multímetros digitales, cuando se selecciona la escala de miliamperios, el circuito del amperímetro tiene una resistencia de entrada de varios ohmios. Esto puede provocar errores significativos si el amperímetro se usa para medir la corriente proveniente de un ánodo galvánico. Aún si se selecciona una escala de 10 A ó 20 A, en algunas circunstancias la resistencia de entrada, que puede ser incluso tan baja como 0.1 ohm, puede seguir resultando demasiado elevada como para obtener una medición precisa de la corriente. Por ejemplo, si el amperímetro se coloca en serie con un cable de drenaje negativo en un conjunto de cables paralelos, como vemos en la Figura 5-32, puede producirse un error apreciable.

negativebonding station


= .01 ohmRammeter

pipe

Rdrain cable

estación de retorno negativo

negative bondingstationA

transformer-rectifier

transformadorrectificador estación de retorno

negativo

Ramperímetro

= .01 ohm

Vd = xI R= 1 x .01 = 10mV

drain cablecable drenaje

Rcable drenaje

I1 I3I4I2

caño

Figura 5-32: Medición de la Corriente en Conductores Paralelos

Si la resistencia del shunt dentro del amperímetro es de 0.01 ohm y la resistencia del cable de retorno negativo es de 0.01 ohm, la colocación del amperímetro


duplicará la resistencia del retorno negativo y probablemente reducirá la corriente de retorno (I1) a la mitad. En los dos ejemplos anteriores, un método más preciso consiste en instalar un shunt en forma permanente, con la resistencia apropiada al caso, en cada circuito, y medir simplemente la caída de tensión a través del shunt y calcular la corriente. (Véase tabla de shunts en el Apéndice D.) 5.5.2 Uso de un Shunt para Determinar la Magnitud de la

Corriente En el ejemplo del cable de drenaje negativo paralelo, debería instalarse shunts de igual resistencia en serie con cada cable de drenaje negativo, como se muestra en la Figura 5-33.

equally rated shunts

I1 I2 I3 I4IT

V

shunts de igual resistencia

Figura 5-33: Uso de Shunts Para Mediciones de Corriente en Conductores Paralelos Al seleccionar un shunt, su capacidad de corriente debe exceder la corriente de circuito anticipada, y la caída de milivoltios correspondiente a la corriente de operación anticipada debe ser fácil de medir en un multímetro digital estándar. Por ejemplo, si un shunt con capacidad de 5 A, 50 mV se coloca en serie con un ánodo galvánico que a su vez tiene un drenaje de 5 mA, la caída de tensión a través del shunt será: Vshunt = Icp × Rshunt [5-20]

rating

rating

IV

mA 5 ×=



A5

V.050 mA 5 ×=

Vshunt = 0.05 mV Está pequeña caída de tensión en el shunt está por debajo de la resolución de la mayoría de los voltímetros digitales que se usan en campo. Para una corriente de 5 mA, será más apropiada una resistencia de al menos 1 ohm en el shunt. (Véase tabla de shunts en el Apéndice D.) 5.5.3 Amperímetro con Resistencia Cero Algunas veces, las corrientes son tan pequeñas (por ejemplo, < 0.1 mA) que no se las puede medir en forma precisa sin usar shunts de muy alta resistencia, que pueden alterar la magnitud de corriente debido justamente a su resistencia. Un ejemplo de esto es la medición de la corriente en un cupón, como muestra la Figura 5-34.

Icp

soil tubetubo de suelo

steel couponcupón de acero

Icp

Figura 5-34: Medición de la Corriente Utilizando un Amperímetro de Resistencia Cero (ZRA)

Si el cupón tiene una superficie de 10 cm2 y una densidad de corriente de 10 μA/cm2, la corriente del cupón (Icp) será: Icpn = 10 μA/cm2 × 10 cm2

Icpn = 100 μA o 0.1 mA La medición de una corriente tan pequeña con un amperímetro introduciría varios ohmios de resistencia en el circuito, al igual que lo haría un shunt, ya que se




requiere una resistencia de 100 ohms para medir en el rango de 10 mV. En estas circunstancias, es necesario usar un amperímetro de resistencia cero.


5.5.4 Amperímetro de Pinza (Pinza Amperométrica) Un método relativamente no invasivo para medir la corriente en un conductor consiste en usar un amperímetro del tipo pinza como el que se ve en la Figura 5-35.

magnetic field


campo magnético

Idc

Figura 5-35: Uso de una Pinza Amperométrica para Medir la Corriente

El amperímetro de pinza contiene un dispositivo de "efecto Hall", que produce una salida de voltaje proporcional a la intensidad del campo magnético, que es a su vez proporcional a la magnitud de la corriente en el conductor. La Figura 5-36 ilustra el efecto Hall para una corriente en el instrumento determinada (Im). A medida que las cargas eléctricas se mueven en forma perpendicular al campo magnético (B), se ejerce una fuerza lateral sobre las cargas que produce una diferencia de potencial, que aparece en los lados de la plancha de cobre.

BIm

Im

BB

copper plateplaca de cobre

mV

Figura 5-36: Esquema del Efecto Hall Para la Dirección de Corriente Convencional

La magnitud de este voltaje es proporcional al campo magnético (B), que su vez depende de la magnitud de la corriente (Idc) en el conductor. La precisión de un amperímetro tipo pinza disminuyen con corriente de unos pocos miliamperios. Cuando hay varios conductores adyacentes que transportan


corriente, la precisión disminuye si existe interferencia magnética proveniente de estos conductores adyacentes. 5.5.5 Mediciones de Corriente en Tuberías Las corrientes en las tuberías pueden medirse con una pinza compuesta de varias vueltas de alambre, como muestra la Figura 5-37.

seaclamp

sea


+0.9 Arthea

current

pinza clamppinza

+0.4 Acorriente en

la tierra

E c lea s p is 0.9 - 0 = 0 Aarth urrent ving ubject ipeline .4 .5 .

dicatorinindicador

La corriente en la tierra que abandona la tubería investigada es de 0.9 – 0.4 = 0.5 A.

Figura 5-37: Medición de la Corriente en el Caño Usando un Loop Sensor y un Instrumento del tipo Swain

Fuente: Swain, W.H., Clamp-On Ammeters Can Watch Cathodic Protection Current Flow,

Pipe Line & Gas Industry, March 1998, p.38

La corriente en una tubería también puede medirse usando una configuración de cuatro conductores en un tramo de tubería tal como se ilustra en la Figura 5-38. Para que la medición sea precisa, se calibra el tramo inyectando una corriente continua de ensayo de valor conocido en el tubo usando los cables de medición externos y y midiendo la caída de tensión resultante entre los cables de medición y .

Rp

2

It

1 43

Figura 5-38: Calibración de un Tramo para Medición de Corriente en una Tubería

La resistencia del tubo entre los cables de medición y se calcula a partir de la ley de Ohm:


tI

V R 3-2

p ΔΔ

= [5-21]

El resultado puede anticiparse antes del ensayo propiamente dicho a partir de la tabla de tubos en el Apéndice B. Es importante prestar atención a la polaridad cuando se realiza esta medición, ya que probablemente haya una corriente residual durante el ensayo, y la corriente de ensayo puede producir una inversión en la polaridad de la caída de tensión. Por ejemplo, V2-3 = +21 mV (antes de aplicar la corriente de ensayo) V2-3 = –19 mV (después de aplicar la corriente de ensayo) It = 10 A La resistencia (Rp) el tramo de tubería es:

A10

mV) (-19 mV 21 R p−+

=

Ω=+

= m 4 A10mV 40 R p

Por lo tanto, el factor de calibración es: 10 A/40 mV = 0.25 A/mV

y la magnitud de la corriente residual es de:

A 5.25 A/mV 0.25 mV 21 Iresidual =×=

en dirección de 2 a 3.



5.6 Relevamiento de Potencial Paso-a-Paso (Close Interval Potential Survey)

Al medir un potencial en una locación, consideramos que la cantidad de tubo cubierta por la medición, es la longitud de tubo dentro de un arco de 120º cuyo centro es el electrodo de referencia, según puede verse en la Figura 5-39.9

120o

s

d

Ls

Figura 5-39: Longitud de Caño Abarcada en una Medición de Potencial Caño-Suelo

Para determinar el potencial a lo largo de toda la superficie de la tubería es necesario mover el electrodo de referencia a lo largo de la línea central de la traza del tubo, colocándolo a intervalos regulares. Para un tubo desnudo, la distancia entre intervalos está en función de la profundidad (d) hasta la parte superior del tubo, como vemos en la Figura 5-40.

1 2 3 4 50

2

4

6

8

12

10

16

14

0

Depth (feet)

Dis

tanc

ia e

ntre

med

. (pi

es)

Profundidad (pies) 9 Pearson, J.M., Concepts and Methods of Cathodic Protection, Part 2, The Petroleum Engineer, April, 1994, p. 200.



Figura 5-40: Longitud de Tubo Desnudo a Lo Largo de la Cual Se Promedian los Potenciales, en Función de la Profundidad a la que Está Enterrado el Tubo

Fuente: Thompson, N.G. and Lawson, K.M., Improved Pipe-to-Soil Potential Survey Methods, PRCI Final Report PR-186-807, April, 1991, p.4-2

Esta figura muestra que los datos de un ensayo de campo obtenido en una tubería desnuda de 24 pulgadas verificaron las predicciones de un modelo de elementos finitos. Por lo tanto, la longitud de tubería (Ls) abarcada en una medición de potencial está dada por la ecuación Ls = 3.5d + 1 [5-22] donde: d = profundidad del tubo Por lo tanto, para una tubería enterrada a 3 pies (0.92 m), la longitud de

tubería relevada sería de:

Ls = 3.5 × 3 + 1 = 11 ft (3.35 m) Por lo tanto, el espaciamiento del electrodo de referencia entre sucesivas

posiciones no debería ser mayor que 11 pies (3.35 m). El porcentaje de superficie circunferencial relevada un tubo desnudo no está solamente en función de la profundidad del tubo, sino también del diámetro del mismo, como vemos en la Figura 5-41.


100 = averaging 100% of circumference

0.00 0.10 0.20 0.30 0.40 0.50 0.60 0.70 0.80 0.90 1.00

100

20

30

40

50

60

70

80

90

100

*

Dis

tanc

ia C

ircun

fere

ncia

l R

elat

iva

de R

elev

amie

nto

(%)

Diameter/Depth RatioRazón Diámetro / Profundidad

* E(top pipe surface)_ E(ground level)

_* E(superficie superior del caño) - E(nivel de la superficie) x 100% E(top pipe surface) E(average)

E(superficie superior del caño) - E(promedio)

Figura 5-41: Distancia Relativa de Relevamiento Circunferencial En Función de la Relación entre Diámetro y Profundidad del Tubo


Fuente: Thompson, N.G. and Lawson, K.M., Improved Pipe-to-Soil Potential Survey Methods, PRCI Final Report PR-186-807, April 1991, p 4-4.

Esta figura muestra que el porcentaje de superficie circunferencial relevada en un tubo desnudo aumenta a medida que disminuye la razón entre el diámetro y profundidad del tubo. Para un tubo recubierto, la longitud relevada depende del tamaño y ubicación de los holidays en el revestimiento. Un análisis de elementos finitos10 sugiere que el parámetro importante a la hora de determinar el potencial medido con respecto a un electrodo de referencia a nivel, es la razón entre resistividad del revestimiento y resistividad de la tierra (ρctg/ρe). Este modelo predice que en una tubería con una razón ρctg/ρe igual a 40, solamente pueden detectarse a nivel holidays relativamente grandes (20 a 200 in.2 ó 130 a 1300 cm2). También predice que los cambios de potencial en una tubería ubicada por debajo de un medio de alta resistividad pueden estar encubiertos con respecto a las mediciones de potencial a nivel (por ejemplo, una tubería recubierta instalada mediante perforación direccional a través de un manto rocoso). Al realizar un relevamiento de potencial paso-a-paso, es una buena práctica mantener el cable del electrodo de referencia tan corto y bien aislado como sea posible. Si se produce una rotura en la aislación del cable del electrodo de referencia y aquél entra en contacto con el agua en la tierra, como muestra la Figura 5-42, se producirá un error en la medición de potencial.

120o

pipe

water

break in cableinsulation reference

electrode

reference electrodetest lead

I = I + Im m m1 2

Im2Im1

cable de medición del electrodo de referencia

electrodo de referencia

rotura en la aislación del caño

agua

tuberia

Figura 5-42: Error en la Medición del Potencial Introducido Por el Contacto entre el Cable del

Electrodo de Referencia y la Tierra

Básicamente, el instrumento detecta un potencial de referencia que es la combinación del potencial del propio electrodo de referencia y el potencial del

10 Thompson, N.G. and Lawson, K.M., Improved Pipe-to-Soil Potential Survey Methods, PRCI Final

Report PR-186-807, April 1991, p4-4.



conductor del ensayo. Ambos contribuyen a la corriente en la medición. Por lo tanto, el cable del electrodo de referencia debe ser corto y estar bien aislado. Una rotura en la aislación del cable negativo no afectará significativamente la medición de potencial, debido a la resistencia relativamente baja de la tubería a la tierra en comparación con el cable de ensayo. Los errores de medición de potencial pueden acumularse en los datos de un relevamiento paso-a-paso, debido a la corriente que circula en la tubería. Como vemos en la Figura 5-43, el potencial medido en cada locación se vuelve más electro positivo cuando la dirección de la corriente es la misma que la dirección del relevamiento.

Icp

-900 mV

-950 mV50 mV errorerror de 50 mV

50 mV

Figura 5-43: Error en la Medición de Potencial Introducido por la Corriente en la Tubería La cantidad de error acumulado puede determinarse cambiando el punto de conexión en la última posición del electrodo de referencia (por ejemplo, en la estación de medición #2) y observando el potencial. La diferencia entre los dos potenciales deberá ser distribuida linealmente con respecto a la distancia hasta la estación de medición #1. Por ejemplo, la medición de potencial a mitad de camino entre las dos estaciones de medición se aumentaría en 25 mV en la dirección negativa. La caída de tensión en la tubería también puede determinarse conectando simplemente los cables del voltímetro a las dos estaciones de medición. Si la corriente en el tubo no es de estado estacionario, sino que fluctúa en el tiempo, como podría ser el caso de corrientes telúricas u otras corrientes vagabundas dinámicas, se requiere un método más complejo para identificar y corregir este error en la medición (véase Capítulo 3).



La presencia de tuberías paralelas interconectadas, como las de la Figura 5-44, también puede producir errores en las mediciones de potencial.

P2s

P1

t

bond

puente eléctrico

Figura 5-44: Error en la Medición del Potencial Debido a la Interacción con una Tubería Paralela

Interconectada La proximidad de una tubería adyacente puede introducir errores en la medición de potencial si existe una diferencia significativa en la calidad del revestimiento de cada tubería o en su nivel de polarización. Primero, existe la posibilidad de una corriente re-circulante en el momento de la interrupción de la corriente de protección catódica. Segundo, la medición de potencial con la referencia ubicada sobre P1 también estará influida por el potencial en P2. La magnitud del error aumentará a medida que aumenta la profundidad (t) y disminuye la distancia que separa las tubería (s). El impacto relativo de una tubería paralela sobre la medición del potencial se resume en la Tabla 5-2.11

Tabla 5-2: Resumen de la Interacción Relativa de Dos Tuberías Paralelas sobre las Mediciones de

Potencial

Calidad del Revestimiento en el

Tubo de Interés Interacción Relativa con la Otra Tubería

Potencial on Potencial off Desnudo Significativa No significativa Desnudo Significativa No significativa

Desnudo No significativa No significativa Recubierto Poco significativa Poco significativa

Mal recubierto No significativa No significativa

11 Thompson, N.G., Lawson, K.M., Multiple Pipelines in Right-of-Way: Improved Pipe-to-Soil Potential

Survey Methods, PRCI Contract PR-186-9105, Final Report, Oct. 1993, p.94.



Bien recubierto Significativa Significativa

Cuando la interacción es significativa o indeterminada, las conexiones entre tuberías deben interrumpirse sincronizadamente junto con los rectificadores. 5.7 Relevamientos de las Condiciones de

Revestimiento Como un relevamiento de potencial paso-a-paso probablemente no identifique holidays en el revestimiento con una superficie menor de alrededor de 20 cm2, se usan otros métodos para localizar holidays y las condiciones generales del revestimiento. Una de las técnicas para realizar este tipo de relevamiento se basa en la detección del gradiente de potencial producido en un holiday por una señal de corriente. 5.7.1 Método de Gradiente de Potencial para Detectar Holidays

en el Revestimiento de un Tubo Esta técnica se basa en detectar una diferencia de potencial en la superficie de la tierra usando dos o más electrodos portátiles separados por una corta distancia, como vemos en la Figura 5-45.

High ResistanceVoltmeter


Copper/Copper Sulfateeference ElectrodesR

Soil

Coating Defect

Potential Gradient

Current to Defect

Pipeline

Voltímetro de Alta Resistencia

Electrodo de referencia de cobre / sulfato de cobre

Suelo

Corriente hacia la falla

Tubería

Gradiente de Potencia

Falla en el revestimiento

Coated PipelineTubería Recubierta

Figura 5-45: Detección de Holidays del Revestimiento Utilizando el Método de Gradiente de

Potencial

Se conecta un generador de señal entre la tubería y la tierra en un punto de medición. Cuando la señal de corriente pasa de la tubería a la tierra en un holiday,



se genera un gradiente de potencial en el suelo, radialmente desde el holiday. Los electrodos superficiales (separados), ubicados ya sea en forma perpendicular al tubo o a lo largo del eje del tubo, detectarán un cambio del potencial entre ellos, dado por el gradiente que atraviesan. La magnitud del gradiente de potencial en cualquier punto de la tierra está dada por la Ecuación 5-23. Vg = ρe i [5-23] donde: Vg = gradiente de potencial (V/unidad de longitud) ρe = resistividad del terreno i = densidad de la corriente en el punto de interés La magnitud de la diferencia de potencial depende de la magnitud de la señal, la resistividad del suelo y el tamaño del holiday. Los holidays más grandes producirán una mayor diferencia de potencial (Vg1 – Vg2) entre los electrodos superficiales. Debido a esto, puede estimarse la superficie de las fallas (holidays). La señal puede ser DC (por ejemplo, DCVG) o AC (Pearson, C-scan, etc.). 5.7.2 Método de la Conductancia del Recubrimiento para

Evaluar su Calidad La calidad del revestimiento puede determinarse mediante la evaluación de su conductancia (Gc) o su resistencia específica (r′c). Este método de ensayo consiste en aplicar una corriente DC interrumpida entre el tubo y la tierra, usando un rectificador ya instalado o una corriente de ensayo temporaria. (Véase TM0102-2002 en el Apéndice F.) Con la corriente interrumpida, el potencial tubo-suelo y la corriente de la tubería se miden en dos ubicaciones diferentes (por ejemplo, en los extremos del tramo de tubo de interés), como puede verse en la Figura 5-46. Normalmente la corriente se mide con un tramo de ensayo o a veces mediante un puente en un dispositivo de aislación.


Es

I1

V1 V2

Isect

L

I2

Figura 5-46: Configuración para un Ensayo de Resistencia (Conductancia) del Revestimiento de una Tubería

A continuación se muestra un ejemplo de datos y cálculos de la resistencia de un revestimiento:

Von Voff ΔV Ion Ioff ΔI TS #1 –2.00 –0.90 1.10 2.8 0.10 2.70 TS #2 –1.65 –0.85 0.80 3.0 0.20 2.80

La resistencia promedio (Rsect) del tramo de tubería está determinada por la ley

de Ohm:

sect

avesect I

V R

Δ= [5-24]

donde:

2

V V V 21

aveΔ+Δ

=Δ

Isect = ΔI2 – ΔI1

Reemplazando los datos de campo en la Ecuación 5-24 obtenemos:

A0.1V 0.95

A2.70 A 2.802

V 0.80 V 10.1

R sect =−

+

=

Rsect = 9.5 Ω

Para determinar la calidad del revestimiento del tramo de caño medido, debe

calcularse la resistencia específica del revestimiento (r′c) sobre la base de una resistividad del suelo de 1,000 Ω-cm, usando la Ecuación 5-25.



r′c = Rsect@1000 Ω-cm × As [5-25]

donde:

ρtest1000 R R sectcm- sect@1000 ×=Ω

As = πdLs = superficie del tramo de tubería Para una tubería de 60 cm. de diámetro y 2 Km. de longitud en un suelo de

6500 Ω-cm, la resistencia específica del revestimiento en un suelo de 1000 Ω-cm será:

m 2000 m 0.6 3.14 cm-6500cm- 1000 9.5 r c ×××

ΩΩ

×Ω=′

r′c = 1.46 Ω × 3768 m2

r′c = 5507 Ω-m2

Entonces, puede calcularse la conductancia específica del revestimiento (g′c) a

partir de la Ecuación 5-26.

r1 gc

c ′=′ [5-26]

por lo tanto:

24-2c S/m10 1.82

m-ohm55071 g ×==′

luego, podemos comparar la conductancia específica resultante con la Tabla

5.3., para estimar la calidad del revestimiento. Para una conductancia específica del revestimiento de 1.82 × 10-4 S/m2, el revestimiento en el tramo medido se consideraría "bueno", si la tubería tiene pocos accesorios (fittings) en este tramo, o "excelente", si en este tramo hay válvulas o accesorios.

Tabla 5-3: Valores Típicos de Conductancia Específica para Recubrimientos Protectores Dieléctricos en un Suelo de 1000 Ω-cm




Tuberías Largas con Pocos Accesorios

Conductancia Específica Promedio Resistencia Específica

Promedio r′c

Calidad g′ Siemens/ft2

g′ Siemens/m2 Ω-ft2 Ω-m2

Excelente <1 x 10-5 <1 x 10-4 >105 >104

Buena 1 x 10-5 a 5 x 10-5 1 x 10-4 a 5 x 10-4 2 x 104 a 105 2 x 103 a 104

Regular 5 x 10-5 a 1 x 10-4 5 x 10-4 a 1 x 10-3 104 a 2 x 104 103 a 2 x 103

Mala >1 x 10-4 >1 x 10-3 <104 <103

Caño desnudo (2 a 12”)

(5 a 30 cm.) 4 x 10-3 a 2 x 10-2 4 x 10-2 a 2 x 10-1 50 a 250 5 a 25

Distribución de Agua o Gas con

Muchos Accesorios

Conductancia Específica Promedio Resistencia Específica

Promedio r′c

Calidad g′ Siemens/ft2

g′ Siemens/m2 Ω-ft2 Ω-m2

Excelente <5 x 10-5 <5 x 10-4 >2 x 104 >2 x 103

Buena 5 x 10-5 a 1 x 10-4 5 x 10-4 a 1 x 10-3 104 a 2 x 104 103 a 2 x 103

Regular 1 x 10-4 a 5 x 10-4 1 x 10-3 a 5 x 10-3 104 a 2 x 104 2 x 102 a 103

Mala >5 x 10-4 >5 x 10-3 <2 x 103 <2 x 102

Caño desnudo (2 a 12”)

(5 a 30 cm.) 4 x 10-3 a 2 x 10-2 4 x 10-2 a 2 x 10-1 50 a 250 5 a 25



5.8 Resolución de Problemas de los Sistemas de Protección Catódica

Cuando se miden potenciales polarizados por debajo del criterio en una estructura, la solución puede consistir simplemente en aumentar la salida del sistema de protección catódica o en agregar fuentes adicionales de corriente. Esta medida, en última instancia, cuesta dinero, ya sea por el aumento del consumo de los ánodos o por la necesidad de comprar e instalar materiales adicionales. Por lo tanto, antes de implementar agregados de corriente arbitrarios, es preciso determinar la causa exacta del porqué los potenciales están por debajo del criterio. Existen muchos métodos para identificar los problemas de funcionamiento en un sistema de protección catódica. Para este análisis, el procedimiento de resolución de problemas (troubleshooting) se aplicará en forma independiente a cuatro factores fundamentales de un sistema protección catódica:

• • • •

cambios en la polarización cambios de la resistencia cambios en la fuente de energía efectos de las corrientes vagabundas

5.8.1 Cambios en la Polarización 5.8.1(a) Despolarización de la Estructura La despolarización de la estructura es una de las causas más comunes de que se pierda la protección, ya que hay muchos factores que dan por resultado la despolarización. Cualquier circunstancia que acelere la transferencia de cargas a través de la interfase estructura-electrolito, resultará en la despolarización catódica, como vemos en la Figura 5-47, para un sistema galvánico de protección catódica.


Ea,p

E

0

Es,p

Ea,oc

Es,ocEs,p'

'Ea,p

Es,oc'


in sucreased rface areaoating teriorationhortailed lectrical solation

ncreased rationncreased itation

creased emperaturencreased idity

- c de- s- f e i

i aei agin ti ac

Es,p'

Es,p

Criterion

rrentIcp Icp'

creased ac

CP Cu

in iEa,p

E

0

Es,p

Ea,oc

Es,ocEs,p'

'Ea,p

Es,oc'




- c de- s- f e i

i aei agin ti ac

Es,p'

Es,p

Criterion

rrentIcp Icp'

CP Cu

Ea,p

E

0

Es,p

Ea,oc

Es,ocEs,p'

'Ea,p

Es,oc'

Ea,p

E

0

Es,p

Ea,oc

Es,ocEs,p'

'Ea,p

Es,oc'

Es,p'

Es,p




- c de- s- f e i

i aei agin ti ac

Criterion

rrentIcp Icp'

creased acin i

mayor superficie - deterioro del revestimiento - corto - falla en la aislación eléctrica

mayor aireación mayor agitación mayor temperatura mayor acidez mayor iac

CP Cu Corriente de PC

Figura 5-47: Despolarización de la Estructura en un Sistema Galvánico de PC

El síntoma clave de la despolarización es el aumento de la corriente de protección catódica de Icp a I′cp, junto con un desplazamiento del potencial de la estructura en la dirección electropositiva. Este efecto será más evidente en un sistema galvánico que en uno por corriente impresa, ya que la mayor parte del potencial impulsor de este último se consume en la tierra cerca del ánodo, no en la polarización. El deterioro del revestimiento, un contacto metálico con una estructura ajena, o un dispositivo de aislación fallado, ofrecen más superficie de estructura, resultando en menos energía necesaria para transferir cargas y, por ende, menos polarización. El aumento de la temperatura aumenta la velocidad de las dos reacciones de reducción predominantes:

H+ + e– HO

y, O2 + 2H2O + 4e– 4OH–

El aumento de la aireación, agitación y acidez suministra más reactivos a las reacciones de reducción, aumentando la velocidad de reacción. La agitación también remueve los productos de la reacción de reducción, permitiendo que ésta proceda con más facilidad.


5.8.2 Polarización Anódica La polarización anódica es una falla de funcionamiento más común en los sistemas por corriente impresa que en los galvánicos, pero en ambos casos los síntomas son los mismos, como se ve en la Figuras 5-48 y 5-49.

Ea,p

'Ep,a

Ep,a


CP Current

Ep,s

Ea,oc

'Ea,p

passivationanode consumptiongas blockingloss of anodespoor backfilllow temperature

Cr

Icp

iterion

'Ep,s

Icp'

pasivación consumo del ánodo bloqueo de gases pérdida de ánodos relleno malo baja temperatura

EEa,oc'

Es,oc

Criterio

Corriente de PC

Figura 5-48: Aumento de la Polarización Anódica en un Sistema por Corriente Impresa

Ea,p

E

0

Icorr

Corrosion Current

Ec,p

Ea,oc

Ec,oc

Ec,p'

'Ea,p

Icorr'

increased [OH ], i- ncreased pHdecreased agitationdecreased temperaturedecreased surface areaincreased passivating ionsincreased Mn+ concentrations

más OH-, mayor pH menor agitación menor temperatura menor superficie más iones pasivantes mayores concentraciones de Mn+ Ea,oc'


Figura 5-49: Aumento de la Polarización Anódica en un Sistema Galvánico

La polarización anódica se caracteriza por un desplazamiento positivo en el potencial polarizado del ánodo (Ea,p) y generalmente en un desplazamiento positivo en el potencial a circuito abierto del ánodo (Ea,oc). Esto provoca una reducción en la salida de corriente. El síntoma clave es el desplazamiento positivo del potencial anódico, de manera que para identificar éste problema debe medirse



el potencial del ánodo en forma rutinaria, como parte de los procedimientos de relevamiento. Cualquier factor que desacelere la reacción de oxidación producirá la polarización anódica. Ésta puede ocurrir gradualmente a medida que se consume el ánodo, resultando en una menor superficie para la transferencia de cargas en la reacción de oxidación, o a medida que los productos de la reacción de oxidación se acumulan alrededor del ánodo. En los sistemas por corriente impresa, la polarización anódica puede producirse en forma abrupta cuando uno o más ánodos de un grupo se pierden debido a una falla en el cable o en el empalme o si se tapona un tubo de venteo, produciendo un bloqueo por gases. Un relleno inadecuado o de mala calidad alrededor del ánodo también puede provocar una polarización, ya que sin el relleno apropiado (o sin la cantidad de relleno apropiada) pueden formarse películas pasivas sobre la superficie del ánodo. Una disminución de la temperatura, especialmente por debajo de las condiciones de congelamiento, desacelerará la reacción de oxidación, produciendo más polarización anódica. 5.8.3 Aumento de la Resistencia Cualquier aumento de la resistencia en un circuito de protección catódica resultará en menos corriente y, por lo tanto, en menos polarización tanto en el ánodo como la estructura, como muestran las Figuras 5-50 y 5-51.



CP Current

Es,p

Ea,oc

Criterion

Icp

'Es,p

Icp'

Es,oc

E 'Es,p

Es,p

Ea,pEa,p'Ea,p

Criterio

Rinc

Corriente de PC

Figura 5-50: Aumento de Resistencia en un Sistema Galvánico de PC

CP Current

Criterion

Icp

'Es,p

Icp'

Es,oc

E

'Es,pEs,p

Ea,p

Ea,oc

'Ea,p

Rcp,inc

Es,pEs,on

Ea,on'Ea,on

Ea,p

'Ea,p

'Es,p

'Es,onCriterio

Corriente de PC

Figura 5-51: Aumento de Resistencia en un Sistema por Corriente Impresa Además de disminuir la corriente, un aumento de la resistencia resulta en un potencial polarizado del ánodo (E′a,p) más negativo. Éste es el síntoma clave que permite distinguir si la causa de los potenciales por debajo del criterio es la polarización anódica, en la cual el potencial polarizado del ánodo se desplaza en dirección positiva. El aumento de la resistencia puede ocurrir en el paso metálico o en la tierra. El aumento de la resistencia puede ocurrir en el terreno, o estar



localizado en el ánodo o en la estructura. La resistividad del terreno aumenta cuando disminuye el contenido de humedad o la temperatura, especialmente a temperaturas por debajo del punto de congelamiento (véase Figuras 1-35 y 1-36). A medida que el ánodo se consume, la resistencia del circuito aumentará gradualmente debido al menor tamaño del ánodo. Por lo general, los cambios abruptos en la resistencia se deben a cables rotos o corroídos o a empalmes corroídos. Los cables y empalmes del lado positivo de un sistema por corriente impresa son particularmente vulnerables a la corrosión allí donde se ha dañado la aislación o donde el empalme no está adecuadamente aislado. Un aumento localizado de la resistencia alrededor de una tubería puede producirse si el relleno del tubo provee un drenaje natural para el agua, como podría ocurrir en la ladera de una colina. La temperatura elevada de las tuberías aguas abajo de una estación de compresión, puede secar el suelo adyacente a la superficie del tubo. El secado localizado del suelo alrededor de un ánodo de corriente impresa puede ocurrir si la densidad de corriente del ánodo es demasiado elevada. Por lo general, las densidades de corriente anódica deberían limitarse a 50 μA/cm2 (50 mA/ft2) en suelos de baja permeabilidad, como arcilla12. Si bien las situaciones anteriores se han tratado en forma independiente, no es infrecuente que se presente una combinación de estas circunstancias. Los suelos muy permeables y de buen drenaje cambian su resistividad en forma estacional y permiten que mayor cantidad de oxígeno disuelto entre en contacto con las superficies de la estructura, generando una combinación de despolarización-resistencia aumentada, como muestra la Figura 5-52. De la misma manera, la temperatura elevada puede secar el suelo y provocar despolarización.

12 Haanestead, J.W. and Stapp, J., HVDC Ground Electrode Design, EPRI, Report #1467-1, August 1981, p. 7-38.



CP Current

Es,p

Ea,oc

Criterion

Icp

'Es,p

Icp'

Es,oc

E

'Es,p

Es,p

Ea,pEa,p'Ea,p

Rinc

depolarization

'Ea,p

Es,oc'

Despolarización

Criterio

Corriente de PC

Figura 5-52: Efectos Estacionales sobre un Sistema Galvánico de PC Debido al Secado del Suelo, Resultando en Aumento de la Resistencia y Despolarización

Cuando el suelo se seca, su resistencia aumenta porque la humedad entre las partículas del suelo constituye el paso iónico principal para la corriente. Además, a medida que el suelo se seca, la tierra se vuelve más aireada, lo que resulta en una reducción de la polarización. Nótese que los síntomas clave en esta situación son los potenciales polarizados más electronegativos del ánodo galvánico, y un potencial a circuito abierto (Ecorr,s) de la estructura más electropositivo.

5.8.4 Cambios en la Fuente de Energía Una disminución en el potencial impulsor de un sistema de protección catódica resultará en una disminución de la corriente y la polarización de la estructura. Esto es más común en un sistema por corriente impresa que en un sistema galvánico, debido a la vulnerabilidad de las fuentes de energía a daños y salidas de servicio. Uno de los problemas más serios asociados con las fuentes de corriente continua es la conexión errónea de los terminales de salida, como por ejemplo que el terminal positivo este conectado a la estructura. Esto no es infrecuente, ya que a los electricistas se les enseña que para circuitos DC, el lado de la línea es positivo y la tierra es negativa. En tuberías bien recubiertas pueden aparecer pérdidas por corrosión en cuestión de meses. Por lo tanto, es aconsejable que cuando cualquier trabajo en un transformador-rectificador implique desconectar los cables, ya sea interna o externamente, se mida el potencial tubo-suelo en el cable de medición



de la tubería más cercano a la fuente de energía, inmediatamente después de concluir el trabajo. Es frecuente que una fuente de energía DC se apague, por diversas razones, y que luego no vuelva a encenderse. Los transformadores-rectificadores no deberían conectarse a un circuito AC interrumpido en forma rutinaria. La falla de un transformador-rectificador monofásico ilustrado en la Figura 5-53 puede ocurrir por cualquiera de las siguientes razones:

• Ausencia de energía de entrada • Fusibles quemados • Diodos fallados • Bobinas del transformador falladas • Supresores de descargas atmosféricas (rayos) en corto

circuito • Corto circuito directo en el circuito externo de PC • Conexiones abiertas y cables rotos


Line NeutralLínea Neutro


AC INPUT

fuse

ammeter

stack

apsfine tcoarse taps

shunt

DC UT

econdary indin

OUTP

s w g

prim wary inding

ransformer

se

lightning rrester

reaker

htning

t

fu

a

circuit b

ligarrester

protectordescargas

atmosféricasENTRADA AC

interruptor

bobinado primario

transformador

bobinado secundario

regulación finaregulación gruesafusible

puente

amperímetro

fusible

protector descargas

SALIDA DC

Figura 5-53: Circuito Tipico de un Rectificador Monofásico con Regulación Manual (mediante Taps)

Al verificar las salidas del rectificador en forma rutinaria, deben investigarse estas cuatro situaciones básicas:

• Salida de corriente y voltaje igual a cero • Salida de corriente igual a cero sin modificaciones en la tensión

de salida • Cambio significativo de la corriente sin modificaciones en las

tensión de salida • Cambio significativo tanto en la tensión de salida como de

corriente Nótese que la tensión de salida y corriente pueden no ser exactamente cero. Puede haber un contrapotencial (backvoltage) debido a la diferencia de potencial entre el



tubo y el dispersor o corrientes residuales debidas a la actividad de corrientes vagabundas. 5.8.4(a) Salida de Corriente y Voltaje Igual a Cero En el caso de que tanto la salida de corriente como la de tensión sean iguales a cero, o bien no hay entrada de energía a la unidad, o bien representa un circuito abierto dentro del rectificador. Primero, determine si hay voltaje AC de entrada. Si no, el problema es externo al rectificador. Si hay voltaje AC en los terminales de entrada, entonces hay un circuito abierto dentro del rectificador. Sin embargo, el circuito abierto puede deberse a un interruptor del circuito que ha saltado (tripped circuit breaker) en la entrada del rectificador. El componente que causa el circuito abierto puede localizarse si se tiene en cuenta que el voltaje del rectificador debe estar presente a través del elemento a circuito abierto. Si se determina que la llave interruptora ha saltado, ha habido una corriente muy alta o una sobrecarga. Esta corriente alta puede haber sido un problema temporario, tal vez debido a una descarga atmosférica, o puede ser un cortocircuito permanente. La mejora manera de proceder consiste en bajar el nivel de la tensión de salida y re-enganchar la llave interruptora. Si el interruptor no volviera a saltar, probablemente el problema haya sido temporario y pueda recuperarse por completo la tensión de salida. En cambio si la llave interruptora vuelve a saltar, esto será indicador de un cortocircuito permanente. Para determinar si el cortocircuito es externo al rectificador, desconecte uno de los cables de conexión de salida DC y reinserte la llave. Si el cortocircuito es externo al rectificador, la llave interruptora no volverá a saltar. Si el cortocircuito es interno al rectificador, la llave interruptora volverá a saltar. A continuación, lo más recomendable consiste en aislar el problema en una determinada sección del rectificador, comenzando en los terminales de entrada y agregando de a un componente por vez al circuito hasta que la llave interruptora vuelve a saltar. El cortocircuito estará en el último componente conectado cuando se produjo el desenganchado (salto) del interruptor o llave. Por ejemplo, el transformador puede ser conectado a la llave interruptora, habiendo desconectado previamente los taps de regulación (en realidad las planchuelas de regulación). En la Figura 5-54 se muestra la secuencia para la localización del cortocircuito.


Salta el Interruptor

Reducir la tensión regulada y reconectar nterruptor

Si

N o

N o Problema externo al rectificador del lado

de la entrada

Ubicar donde está abierto el circuito

encontrado componente con

caida de potencial

Tensión Entrada

AC No

NoSi

Si

Si


Circuito transitorio o bajó la resistencia del circuito. Volver a la condición de

regulación anterior

Desconectar cable salida y reconectar

interruptor


Corto en el circuito de salida

Determinar componente en

corto agregando de a uno por vez

Figura 5-54: Localización De un Cortocircuito en un Sistema de PC por Corriente Impresa

5.8.4(b) Salida de Corriente Igual a Cero sin Modificaciones en la

Tensión de Salida Si la tensión de salida DC del rectificador se mantiene relativamente inalterada pero la salida de corriente es igual a cero, esto nos indica la existencia de un circuito de salida abierto. Esto podría estar causado por:

• Un fusible abierto en el circuito de salida • Un cable positivo o negativo abierto • Una falla en el dispersor

Si se encuentra un fusible abierto en el circuito de salida, hay (o ha habido) un corto en el circuito de salida.

5.8.4(c) Cambio Significativo de la Corriente sin Modificaciones en

la Tensión de Salida Si la salida de corriente DC cambia significativamente sin modificaciones en la tensión de salida, es porque ha cambiado la resistencia del circuito de salida. Si la salida de corriente ha aumentado significativamente, es porque ha disminuido la resistencia del circuito. Esto podría deberse a algún agregado de estructuras al sistema, cortos con otras estructuras enterradas o daño importante en el



revestimiento. Si la salida de corriente ha disminuido significativamente, esto se debe a que ha aumentado la resistencia del circuito. Algunas de las posibles causas de esto incluyen la instalación de aislantes en la línea, deterioro del dispersor, discontinuidad debida a la desconexión de un componente del sistema, o bloqueo por gases en el ánodo. Las variaciones estacionales de las condiciones del suelo, como secado o congelamiento, también pueden aumentar la resistencia al paso de la corriente. 5.8.4(d) Cambios Significativos Tanto en la Tensión de Salida como

en el Valor de Corriente A veces, tanto la tensión de salida como la de corriente disminuirán significativamente. Si la salida de voltaje y de corriente es de aproximadamente la mitad de sus valores normales, la causa más probable es la falla parcial de los elementos de rectificación (”half waving”). Si se descubre que los elementos de rectificación funcionan correctamente, debe investigarse el transformador por si hubiera cortos entre bobinados. 5.8.4(e) Eficiencia del Transformador-Rectificador Un transformador-rectificador con placas de selenio puede perder eficiencia a medida que envejecen sus elementos. La eficiencia del transformador-rectificador debería determinarse en forma rutinaria, comparando la energía de entrada y salida mediante las Ecuaciones 5-27 y 5-28.

100 PP

T/R Eficienciainac,

out dc, ×= [5-27]

donde: Pdc,out = Eo × Io

y: t

NK 3600 P inac, = [5-28]

donde: N = cantidad de revoluciones del disco del watímetro K = constante del watímetro inserta en la placa del medidor t = tiempo en que se cuentan las revoluciones (segundos) La eficiencia puede usarse para determinar el consumo promedio de energía AC a lo largo de un período específico de tiempo, usando la Ecuación 5-29.

Eff. 1000

E I W dcdc

×××

=t [5-29]



donde: W = consumo total de energía AC (kW-h) Idc = salida de corriente promedio (A) Edc = tensión de salida promedio (V) t = longitud del período (en horas) Si la energía de entrada que se lee en el watímetro difiere de la calculada, se sospecharía un corte temporario en el suministro de energía durante este período. Además, el tiempo total (t) durante el cual el rectificador ha funcionado puede determinarse mediante la Ecuación 5-30, que es simplemente un reordenamiento de la Ecuación 5-29.

dcdc E I

Eff 1000 W ×

××=t [5-30]

Gran parte de la energía perdida en los transformadores-rectificadores, se pierde a través de los diodos y del transformador. Por lo tanto, un rectificador con un secundario conectado en forma central y solamente dos diodos, tendrá mayor eficiencia que un rectificador conectado en forma de puente con cuatro diodos. Hay que considerar también que las fuentes trifásicas de suministro de energía son más eficientes que las monofásicas, si bien son más costosas. Con frecuencia el gasto extra está justificado, si hay energía trifásica disponible, una vez que los requerimientos del sistema de PC exceden los 2 kilowatts, aproximadamente. 5.8.5 Diagrama de Flujo para Resolución de Problemas en

Sistemas de Protección Catódica La secuencia de pasos para la resolución de problemas de operación de un sistema de protección catódica puede resumirse en un diagrama de flujo como el de la Figura 5-55. Antes de medir el potencial, se asume que tanto el instrumento de medición como el electrodo de referencia están calibrados y que el potencial registrado previamente en esa misma locación era igual o más electronegativo que el criterio.



I N I C I O

¿El potencial medido es inferior al criterio?

¿Hay una resistenciaalta en el circuito

de medición?

¿Ha cambiado Icp?

¿Ha cambiado Rcp?

¿Se requieremás PC?

¿Hay interferencia porcorrientes vagabundas?

mayor

o igual

mayor

No

Si

No

menor

Si

No

No

Si

Investigar

- ¿mayor aireación? - ¿mayor agitación? - ¿mayor temperatura? - ¿menor pH? - ¿deterioro del revest.?- ¿corto eléctrico?

- fuente de la interferencia - ensayos de interferencia - mitigar (Capítulo 3)

Investigar

- aumento resist. suelo - cables rotos - consumo del ánodo - rectificador (5.8.4) - polarización del ánodo

Investigar

- res. de contacto del elec. de ref.- continuidad de los cables de - medición - todas las conexiones

Investigar

Instalar la PC requerida.

- Ea,p - Ea,oc - salida del rectificador

Investigar

No

igual

Si

F I N A L

Figura 5-55: Diagrama de Flujo para Resolución de Problemas de Protección Catódica




Ejercicio en Clase 5-1 Evaluación del Rendimiento de la Protección Catódica

Los siguientes problemas se proponen para que el estudiante ejercite sus habilidades para evaluar el rendimiento. Grafique los datos en papel semi-logarítmico. Dada la siguiente información de protección catódica, explicite la(s) razón(es) por la(s) cual(es) no se alcanzó el objetivo del diseño. Problema 1:

Potenciales (mV) Corriente (mA) Ecorr, estructura = –550 Diseño: Ecorr, anodo = –1,500 = 100 Eestructura = –1,000 Eanodo = –1,300 Real: Eestructura = –700 = 1,000 Eanodo = –1,200

Problema 2:

Potenciales (mV) Corriente (mA) Ecorr, estructura = –550 Diseño: Ecorr, anodo = –1,500 = 100 Eestructura = –1,000 Eanodo = –1,300 Real: Eestructura = –600 = 15 Eanodo = –650 Ecorr, anodo = –1,100



Problema 3:

Potenciales (mV) Corriente (mA) Ecorr, estructura = –550 Diseño: Ecorr, anodo = –1,500 = 100 Eestructura = –1,000 Eanodo = –1,300 Real: Eestructura = –700 = 20 Eanodo = –1,450 Ecorr, anodo = –1,500

Problema 4: El potencial de corrosión de una estructura de acero es de –500 mV. Cuando se aplica la protección catódica usando un sistema por corriente impresa, el potencial de la estructura cambia a –960 mV. Al interrumpir la corriente, el potencial instant-off es de –610 mV. Si todos los potenciales se miden con respecto a un electrodo de referencia de cobre/sulfato de cobre, ¿qué criterios de protección catódica se cumplen? Problema 5: Se configura un rectificador de voltaje constante para operar con una salida de 30 V y 15 A. Durante una medición de rutina, se descubre que la salida del rectificador es de 30 V y 7A. ¿Cuál podría ser la(s) causa(s) de esta situación? Caso para Analizar en Grupo: La figura a continuación muestra la planta y el perfil de potencial polarizado de una tubería recubierta y con protección catódica aplicada. Indique al menos siete causas posibles para la aparente falta de protección cerca del cruce con el camino.



R

A Bnode ed

VP/S tentia riterionPo l C

oad

ipeline

-1.0

-0.9

-0.8

-0.7

Calle

PTubería

Lecho anódico

Criterio de potencial(V )cse

Esquema 5-1:

Planta y Perfil de Potencial de una Tubería Enterrada con Protección Catódica Aplicada


Experimento 5-1 Para Demostrar los Cuatro Métodos para Minimizar el Error por Caída Óhmica en una Medición de Potencial

1

A

maganode2

3

1 cm

4

Esquema del Experimento 5-1

Procedimiento Paso A: Configuración

1. Llene la cubeta hasta los 5 cm. con agua fría de la canilla. 2. Cubra la varilla de acero con cinta plástica dejando 3 partes sin recubrir,

cada una de 1 cm. de largo, como muestra el esquema. 3. Coloque la varilla en la cubeta y conéctela al ánodo de magnesio mediante

un amperímetro y un interruptor. 4. Cierre el interruptor y espere 5 minutos para que la estructura alcance un

nivel de polarización de estado estacionario. Paso B: Método de la Interrupción de la Corriente

1. Mida el potencial de la varilla de acero con la parte superior del electrodo

de referencia en contacto con la superficie del agua de la locación a la con la corriente ON e interrumpida momentáneamente. No permita que

el tiempo de interrupción exceda los 5 segundos. 2. Registre los potenciales en la Tabla de Resultados. 3. Calcule la caída óhmica en cada locación de medición.



Paso C: Referencia Colocada Cerca del Holiday de la Estructura

1. Con el interruptor cerrado, mida el potencial de la estructura con la referencia cerca de cada uno de los 3 holidays. Cerca significa una distancia equivalente a 2 diámetros de la referencia (aproximadamente 1 cm.).

2. Registre los potenciales en la Tabla 5-2. 3. Compare los resultados con los potenciales off medidos en el Paso A.

Paso D: Método de la Reducción Por Etapas de la Corriente


1. Coloque los electrodos de referencia en las locaciones y . 2. Mida y registre el potencial de la estructura con respecto a la referencia en

contacto con la superficie del agua en la locación . 3. Mida y registre la caida de potencial lateral (Vd) entre y . 4. Inserte una resistencia de 10 ohm en serie con el amperímetro y repita los

pasos D2 y D3. 5. Inserte una resistencia de 100 ohm en serie con el amperímetro y repita los

pasos D2 y D3. 6. Calcule el cambio en los potenciales de la estructura ΔVs y las caídas de

potenciales laterales (Vd) después de los pasos 4 y 5. 7. Grafique los datos en papel cuadriculado con el cambio en el potencial de

la estructura (ΔVs) en las ordenadas y el cambio en el potencial lateral (ΔV2,4) sobre las abscisas (véase Figura 5-19).

8. Extrapole linealmente la curva hasta intersectar las ordenadas y estime la caída óhmica total.

9. Reste la caída óhmica del potencial ON con corriente total, para obtener un potencial off calculado.

10. Compare con el potencial en de los pasos B y C.



Paso E: Uso de un Cupón de Protección Catódica y un Tubo de

Referencia


V

tubo de referencia de PVC de 5/8” de diámetrovarilla revestida del cupón

extremo desnudo del cupón (1/8” dia.)

R

A

ánodo de magnesio

1. Inserte un cupón/tubo de referencia integrados, como se indica en el

esquema 5-3, y conecte el cupón a la varilla de acero mediante un interruptor. Deje pasar varios minutos para que se polarice.

2. Coloque el electrodo de referencia de manera que toque la superficie del agua adyacente al tubo. Mida y registre el potencial del cupón con el cupón conectado y desconectado.

3. Coloque el electrodo de referencia dentro del tubo de referencia, de manera que toque la superficie del agua dentro del tubo. Mida y registre el potencial del cupón con éste conectado y desconectado de la estructura.

Paso F: Compare los Siguientes Datos de Caída Óhmica Mitigada

1. Potenciales instant-off de B en las locaciones a . 2. Potenciales ON en C en las locaciones a . 3. Potencial polarizado calculado en D-9 para . 4. Potencial del cupón en E al momento de desconectarlo. ¿Cuál es la técnica más efectiva?

Tabla de Resultados




Potenciales Estructura-Electrolito (mV/CSE) Ubicación del Electrodo de Referencia

Paso Otra Icp Comentarios B

ON

OFF

IRcalc.

C

ON

D VS,2 V2,4

Icp Total (1)

10 Ω

ΔVS Calc. ΔV2,4 Calc.

100 Ω

ΔVS Calc. ΔV2,4 Calc.

E Superficie del agua Dentro del Tubo de Referencia

Cupón Cupón Cupón conectado

Cupón desconectado

APPENDIX A ANODE SPECIFICATIONS

CP 3–Cathodic Protection Technologist Course Manual © NACE International, 2005

Table I Packaged Magnesium Anodes *The first number in the anode designation refers to the weight in pounds. The letter indicates the anode shape. The final number represents the approximate width in inches.

MAGNESIUM CASTING DIMENSIONS (in.) PACKAGE DIMENSIONS (in.) & WEIGHT (lb.) ANODE TYPE* A B C D Length Width Backfill Wt. Total Wt. 3D3 3-1/2” 3-3/4” 5” 1-1/2” 6-1/2” 6” 6# 9#

5D3 3-12” 3-3/4” 8-1/2” 1-1/2” 13-1/2” 6” 9# 14#

9D3 3-1/2” 3-3/4” 13-5/16” 1-1/2” 17” 6” 15# 24#

9D2 2-3/4” 3” 27” 1-1/8” 33” 6” 15# 24#

17D3 3-1/2” 3-3/4” 25-7/8” 1-1/2” 30” 6” 25# 42#

17D2 2-3/4” 3” 50” 1-1/8” 60” 6” 25# 42#

20D2 2-3/4” 3” 59-3/4” 1-1/8” 62” 5” 50# 70#

24D4 4-3/4” 4-1/2” 22-1/4” 2”

32D3 3-1/2” 3-3/4” 45-1/4” 1-1/2” 48” 6” 40# 72#

32D5 5-1/2” 5-3/4” 20-9/16” 2-7/16” 30” 8” 38# 70#

40D3 3-1/2” 3-3/4” 59-3/4” 1-1/2” 62” 6” 50# 90#

48D5 5-1/2” 5-3/4” 31-1/16” 2-7/16” 34” 8” 48# 96#

B

A

DC

Appendix A – Anode Specifications A:2

CP 3–Cathodic Protection Technologist Course Manual © NACE International, 2005 January 2007

Table II Zinc Packaged Ground Anodes

TYPE WEIGHT SIZE ZA5 5 1.4” × 1.4” × 110”

ZA6 6 1.4” × 1.4” × 112”

ZA9 9 1.4” × 1.4” × 118”

ZA12 12 1.4” × 1.4” × 224”

ZA18 18 1.4” × 1.4” × 336”

ZA24 24 2” × 2” × 24”

ZA30 30 1.4” × 1.4” × 660”

ZA48 48 2” × 2” × 48”

ZA60 60 2” × 2” × 60”



Table IIIA High Silicon Iron Tubular Anodes

DIMENSIONS (Inches) TYPE D L A H

WEIGHT (lbs.)

AREA (sq.ft.)

2284 2.2 84 2.6 8 46 4.2

2684 2.6 84 3.0 8 64 4.9

3884 3.8 84 4.2 8 87 7.0

4884L 4.8 84 5.2 8 112 8.8

4884H 4.8 84 5.2 8 177 8.8

L

H

A∅D∅

When ordering Compression Wedges Specify: Style 1 (Crimp) or Style 2 (Solder)

SHIPPING INFORMATION

TUBE ANODES PER CRATE GROSS WEIGHT (lbs.) Anode Type Small Crate Large Crate Small Crate Large Crate

2284 45 63 2190 3018

2684 40 56 2800 3872

3084 21 35 1947 3165

4884L 15 20 1845 2420

4884H 15 20 2745 3620



Table IIIB High Silicon Iron Solid Chill Cast Anodes

4" dia. 3" dia.

60"

3" dia. 2" dia.

60"

2" dia.

60"

3" dia.

3" dia. 2" dia.

60"

60"

1-1/2" dia.

1 (PIN)2 (LEAD)

2 (LEAD)

1 (PIN)2 (LEAD)

1 (PIN)2 (LEAD)

2 (LEAD)

44

26

60

110

43

2.6

2.0

2.7

2.6

4.0

WEIGHT(lbs.)

AREA(sq.ft.)

EHA

EHK

EHM

EHR

SHA

TYPE STYLE DIMENSIONS

2" dia.

SHIPPING INFORMATION

SOLID ANODES PER CRATE GROSS WEIGHT (lbs.) Anode Type Small Crate Large Crate Small Crate Large Crate EHA, SHA 50 80 2350 3720

EHM 45 -- 2800 --

EHK 70 126 1990 3502

EHR 24 -- 2740 --



Table IV Concentric Stranded Copper Single Conductors Direct Burial Service Suitably Insulated

Size AWG

Overall Diameter Not including

Insulation (inches)

Approx. weight Not Including

Insulation (lbs./M ft.)

Maximum Breaking Strength

(lbs.)

Maximum D.C. Resistance

@ 20ºC Ohms/1000 ft.

Max. Allowable D.C. Current

Capacity (Amperes)

14 0.0726 12.68 130 2.5800 15

12 0.0915 20.16 207 1.6200 20

10 0.1160 32.06 329 1.0200 30

8 0.1460 50.97 525 0.6400 45

6 0.1840 81.05 832 0.4030 65

4 0.2320 128.90 1320 0.2540 85

3 0.2600 162.50 1670 0.2010 100

2 0.2920 204.90 2110 0.1590 115

1 0.3320 258.40 2660 0.1260 130

1/0 0.3730 325.80 3350 0.1000 150

2/0 0.4190 410.90 4230 0.0795 175

3/0 0.4700 518.10 5320 0.0631 200

4/0 0.5280 653.30 6453 0.0500 230

250 MCM 0.5750 771.90 7930 0.0423 255

Table V Typical Platinum Clad Niobium (Copper-cored) Anode Specification

Diameter inches

% Nb

Nb Thickness inches

Resistance microhm/ft

Pt Thickness μ-in. (2X)**

Anode Life* AY/ft. (2X)

.750 20 .038 22 300 373

.500 20 .025 50 200 166

.375 20 .019 89 150 (300) 93 (186)

.250 20 .013 201 100 (200) 41 (82)

.188 20 .009 356 75 (150) 22 (44)

.125 20 .006 806 50 (100) 10 (20)

.125 40 .013 1025 50 (100) 10 (20)

.093 40 .010 1822 38 (75) 5.5 (11)

.063 40 .007 4102 25 (50) 2.5 (5) *Based on 0.08 g/Amp-Year **Double Platinum Thickness



Table VI Graphite Cylindrical Anodes

Anode Size Anode Weight

3” x 30” 14 lb 3” x 60” 27 lb 4” x 80” 68 lb

APPENDIX B PIPE DATA TABLE


Table B-1: Steel Pipe Data for Corrosion Calculations Resistivity of steel = 5.292E-06 ohms-in/1.344E-05 ohms-cm

Nominal Size

Nominal Size

Schedule Number

OD Wall Thickness

Weight Per ft Per m

Linear Res Per ft Per m

Inch Cm Inch Cm Inch Cm lbs kg ohms ohms

4 10 40 4.500 11.4 0.237 0.602 10.79 4.90 2.001E-05 6.582E-05

6 15 6.625 16.8 0.188 0.476 12.89 5.85 1.675E-05 5.493E-05

6 15 6.625 16.8 0.219 0.556 14.97 6.80 1.442E-05 4.731E-05

6 15 6.625 16.8 0.250 0.635 17.02 7.73 1.268E-05 4.160E-05

6 15 40 6.625 16.8 0.280 0.711 18.98 8.62 1.138E-05 3.732E-05

6 15 80 6.625 16.8 0.432 1.097 28.58 12.97 7.556E-06 2.478E-05

6 15 120 6.625 16.8 0.562 1.427 36.40 16.52 5.932E-06 1.946E-05

8 20 20 8.625 21.9 0.250 0.635 22.37 10.15 9.654E-06 3.167E-05

8 20 30 8.625 21.9 0.277 0.704 24.70 11.21 8.742E-06 2.867E-05

8 20 40 8.625 21.9 0.322 0.616 28.58 12.97 7.561E-0 2.480E-05

8 20 60 8.625 21.9 0.406 1.031 35.64 16.18 6.058E-06 1.987E-05

10 25 20 10.750 27.3 0.250 0.635 28.04 12.73 7.701E-06 2.526E-05

10 25 30 10.750 27.3 0.307 0.780 34.25 15.55 6.305E-06 2.068E-05

10 25 40 10.750 27.3 0.365 0.927 40.49 18.38 5.333E-06 1.749E-05

10 25 60 10.750 27.3 0.500 1.270 54.74 24.85 3.944E-06 1.294E-05

12 30 20 12.750 32.4 0.250 0.635 33.38 15.15 6.468E-06 2.122E-05

12 30 30 12.750 32.4 0.330 0.638 43.78 19.88 4.932E-06 1.618E-05

12 30 12.750 32.4 0.375 0.953 49.57 22.51 4.356E-06 1.429E-05

12 30 40 12.750 32.4 0.406 1.031 53.53 24.30 4.033E-06 1.323E-05

12 30 12.750 32.4 0.500 1.270 65.43 29.70 3.300E-06 1.082E-05

14 36 10 14.000 35.6 0.250 0.635 36.72 16.67 5.880E-06 1.929E-05

14 36 20 14.000 35.6 0.312 0.792 45.62 20.71 4.733E-06 1.552E-05

14 36 30 14.000 35.6 0.375 0.953 54.58 24.78 3.956E-06 1.298E-05

16 41 10 16.000 40.6 0.250 0.635 42.06 19.10 5.134E-06 1.684E-05

16 41 20 16.000 40.6 0.312 0.792 52.28 23.74 4.130E-06 1.355E-05

16 41 30 16.000 40.6 0.375 0.953 62.59 28.42 3.450E-06 1.132E-05

16 41 40 16.000 40.6 0.500 1.270 82.78 37.58 2.608E-06 8.555E-06

Appendix B – Pipe Data Table B:2


Table B-1, cont’d: Steel Pipe Data for Corrosion Calculations Resistivity of steel = 5.292E-06 ohms-in/1.344E-05 ohms-cm

Nominal Size

Nominal Size

Schedule Number

OD Wall Thickness

Weight Per ft Per m

Linear Res Per ft Per m

Inch Cm Inch Cm Inch Cm lbs kg ohms ohms

18 46 10 18.000 45.7 0.250 0.635 47.40 21.52 4.555E-06 1.494E-05

18 46 20 18.000 45.7 0.312 0.792 56.95 26.76 3.663E-06 1.201E-05

18 46 30 18.000 45.7 0.437 1.110 61.98 37.22 2.634E-06 8.639E-06

18 46 18.000 45.7 0.500 1.270 93.47 42.43 2.310E-06 7.577E-06

20 51 10 20.000 50.8 0.250 0.635 52.74 23.94 4.094E-06 1.343E-06

20 51 20 20.000 50.8 0.375 0.953 78.61 35.69 2.747E-06 9.009E-06

20 51 30 20.000 50.8 0.500 1.270 104.15 47.28 2.073E-06 6.800E-06

24 61 10 24.000 61.0 0.250 0.635 63.42 28.79 3.404E-06 1.117E-05

24 61 20 24.000 61.0 0.375 0.953 94.64 42.96 2.282E-06 7.484E-06

24 61 24.000 61.0 0.500 1.270 125.51 56.98 1.720E-06 5.643E-06

30 76 30.000 76.2 0.250 0.635 79.45 36.07 2.718E-06 8.915E-06

30 76 30.000 76.2 0.375 0.953 118.67 53.88 1.820E-06 5.968E-06

30 76 30.000 76.2 0.500 1.270 157.56 71.53 1.370E-06 4.495E-06

36 91 36.000 91.4 0.250 0.635 95.47 43.34 2.262E-06 7.418E-06

36 91 36.000 91.4 0.375 0.953 142.70 64.79 1.513E-06 4.963E-06

36 91 36.000 91.4 0.500 1.270 189.60 86.08 1.139E-06 3.735E-06

42 107 42.000 106.7 0.250 0.635 111.49 50.62 1.937E-06 6.352E-06

42 107 42.000 106.7 0.375 0.953 166.74 75.70 1.295E-06 4.248E-06

42 107 42.000 106.7 0.500 1.270 221.65 100.63 9.742E-06 3.195E-06

46 122 48.000 121.9 0.250 0.635 127.52 57.89 1.693E-06 5.554E-06

46 122 48.000 121.9 0.375 0.953 190.77 86.61 1.132E-06 3.712E-06

46 122 48.000 121.9 0.500 1.270 253.70 115.18 8.511E-06 2.792E-06

54 137 54.000 137.2 0.250 0.635 143.54 65.17 1.504E-06 4.934E-06

54 137 54.000 137.2 0.375 0.953 214.81 97.52 1.005E-06 3.297E-06

54 137 54.000 137.2 0.500 1.270 285.74 129.73 7.557E-06 2.479E-06

60 152 60.000 152.4 0.250 0.635 159.56 72.44 1.353E-06 4.439E-06

60 152 60.000 152.4 0.375 0.953 238.84 108.43 9.040E-06 2.965E-06

APPENDIX C METRIC CONVERSION TABLE


U.S. Customary/Metric Conversions

for Units Commonly Used in Corrosion-Related Literature

1 A/ft2 = 10.76 A/m2 1 kg/mm2 = 9.807 MPa 1 acre = 4,047 m2 = 0.4047 ha 1 kilocalorie = 4.184 kJ 1 A-h/lb = 2.205 A-h/kg 1 knot = 0.515 m/s 1 Angstrom = 10-4 µm = 10-10 m = 0.1 nm 1 ksi = 6.895 MPa 1 atm = 101.325 kPa 1 lb = 453.6 g = 0.4536 kg 1 bar = 100kPa 1 lb/ft2 = 47.88 Pa 1 bbl, oil (U.S.) = 159.0 L 1 lb/ft3 = 0.01602 g/cm3

1 bpd (oil) = 159 L/d 1 lb/100 U.S. gal = 1.1981 g/L 1 BTU = 1,055 J 1 lb/1,000 bbl = 2.852 mg/L 1 BTU/ft2 = 11,360 J/m2 1 mA/in2 = 0.155 mA/cm2

1 BTU/ft2/h = 3.152 W/m2 (K-factor) 1 mA/ft2 = 10.76 mA/m2

1 BTU/ft2/h/F = 5.674 W/m2-K 1 MBPD (oil) = 159 kL/d 1 BTU/ft2/h/F/in. = 0.144 W/m-K 1 mile = 1.609 km 1 BTU/h = 0.2931 W 1 sq. mile = 2.590 km2

1 cfm = 28.3 L/min = 0.0283 m3/min = 40.75 m3/d 1 mi. (naut.) = 1.852 km 1 cup = 236.6 mL 1 mil = 0.0254 mm = 25.4 µm 1 cycle/s = 1 Hz 1 MMCFD = 2.83 × 104 m3/d 1 ft = 0.3048 m 1 mm mercury = 0.1333 kPa 1 ft2 = 0.0929 m2 = 929 cm2 1 mph = 1.609 km/h 1 ft3 = 0.02832 m3 = 28.32 L 1 mpy = 0.0254 mm/y = 25.4 µm/y 1 ft-lb (force) = 1.356 J 1 N/mm2 = 1 Pa 1 ft-lb (torque) = 1.356 N-m 1 oz = 28.35 g 1 ft/s = 0.3048 m/s 1 oz fluid (Imp.) = 28.41 mL 1 gal (Imp.) = 4.546 L = 0.004546 m3 1 oz fluid (U.S.) = 29.57 mL 1 gal (U.S.) = 3.785 L = 0.003785 m3 1 oz/ft2 = 2.992 Pa 1 gal/bag (U.S.) = 89 mL/kg (water/cement ratio) 1 oz/U.S. gal = 7.49 g/L 1 grain = 0.06480 g = 64.80 mg 1 part/1,000 bbl = 2.32 mg/L 1 grain/ft3 = 2.212 g/m3 1 psi = 0.006895 MPa = 6.895 kPa 1 grain/100 ft3 = 22.12 mg/m 1 qt (Imp.) = 1.1365 L 1 hp = 0.7457 kW 1 qt (U.S.) = 0.9464 L 1 microinch = 0.0254 µm = 25.4 nm 1 teaspoon (tsp) = 4.929 mL 1 in. = 2.54 cm = 25.4 mm 1 ton (short) = 907.2 kg 1 in.2 = 6.452 cm2 1 torr = 133.3 Pa 1 in.3 = 16.387 cm2 = 0.01639 L 1 U.S. bag cement = 42.63 kg (94 lb) 1 in.-lb (torque) = 0.113 N.m 1 yd = 0.914 m 1 in. mercury = 3.387 kPa 1 yd2 = 0.8361 m2

1 in. water = 248.8 Pa 1 yd3 = 0.7646 m3

Do Not Use Use Instead Miscellaneous Units Not to Be Usedare 1 are = 1 dam2 = 100 m2 calorie candle 1 candle = 1 cd conventional millimeter of mercury candlepower 1 candlepower = 1 cd grade (1 grade = (π/200) rad) fermi 1 fermi = 1 fm = 10-15 m kilogram-force gamma 1 gamma = 1 nT langley ( 1 langley = 1 cal/cm2) micron 1 micron = 1 µm = 10-6 m metric carat millimicron 1 millimicron = 1 nm = 10-9 m metric horsepower mho 1 mho = 1S millimeter, centimeter, or meter of water γ (mass) 1 γ = 1 µg standard atmosphere (atm = 101.325 kPa) λ (volume) 1 λ = mm3 = 1 µL = 1mm3 technical atmosphere (1 at = 98.0665 kPa)

APPENDIX D SHUNT TABLE


Table D-1: Shunt Types and Values

Shunt Rating Shunt Value Shunt Factor

Amps mV Ohms A/mV

Holloway Type

RS 5 50 .01 .1

SS 25 25 .001 1

SO 50 50 .001 1

SW or CP 1 50 .05 .02

SW or CP 2 50 .025 .04

SW or CP 3 50 .017 .06

SW or CP 4 50 .0125 .08

SW or CP 5 50 .01 .1

SW or CP 10 50 .005 .2

SW 15 50 .0033 .3

SW 20 50 .0025 .4

SW 25 50 .002 .5

SW 30 50 .0017 .6

SW 50 50 .001 1

SW 60 50 .0008 1.2

SW 75 50 0.00067 1.5

SW 100 50 .0005 2

J.B. Type

Agra-Mesa 5 50 .01 .1

Cott or MCM

Red (MCM) 2 200 .1 .01

Red (Cott) .5 50 .1 .01

Yellow(MCM) 8 80 .01 .1

Orange (MCM) 25 25 .001 1

NACE GLOSSARY OF CORROSION-RELATED TERMS

© 2002, NACE International. This publication may not be reprinted without the written consent of NACE International.

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A ABRASIVE Small particles of material that are propelled at high velocity to impact a surface during abrasive blast cleaning. ABRASIVE BLAST CLEANING Cleaning and roughening of a surface produced by the high-velocity impact of an abrasive that is propelled by the discharge of pressurized fluid from a blast nozzle or by a mechanical device such as a centrifugal blasting wheel. (Also referred to as Abrasive Blasting.) ACCELERATOR A chemical substance that increases the rate at which a chemical reaction (e.g., curing) would otherwise occur. ACRYLIC Type of resin polymerized from acrylic acid, methacrylic acid, esters of these acids, or acrylonitrile. ACTIVATOR A chemical substance that initiates and accelerates a chemical reaction (e.g., curing). Heat and radiation may also serve as activators for some chemical reactions. ACTIVE (1) The negative direction of electrode potential. (2) A state of a metal that is corroding without significant influence of reaction product.

AERATION CELL [See Differential Aeration Cell.] AIR DRYING Process by which an applied wet coat converts to a dry coating film by evaporation of solvent or reaction with oxygen as a result of simple exposure to air without intentional addition of heat or a curing agent. AIRLESS SPRAYING Process of spraying coating liquids using hydraulic pressure, not air pressure, to atomize. ALKYD Type of resin formed by the reaction of polyhydric alcohols and polybasic acids, part of which is derived from saturated or unsaturated oils or fats. ALLIGATORING Pronounced wide cracking over the surface of a coating, which has the appearance of alligator hide. AMPHOTERIC METAL A metal that is susceptible to corrosion in both acid and alkaline environments. ANAEROBIC Free of air or uncombined oxygen. ANION A negatively charged ion that migrates through the electrolyte toward the anode under the influence of a potential gradient. ANODE The electrode of an electrochemical cell at which oxidation occurs. Electrons flow away from the anode in the

external circuit. Corrosion usually occurs and metal ions enter the solution at the anode. ANODE CAP An electrical insulating material placed over the end of the anode at the lead wire connection. ANODE CORROSION EFFICIENCY The ratio of the actual corrosion (mass loss) of an anode to the theoretical corrosion (mass loss) calculated from the quantity of electricity that has passed between the anode and cathode using Faraday's law. ANODIC INHIBITOR A chemical substance that prevents or reduces the rate of the anodic or oxidation reaction. ANODIC POLARIZATION The change of the electrode potential in the noble (positive) direction caused by current across the electrode/electrolyte interface. [See Polarization.] ANODIC PROTECTION Polarization to a more oxidizing potential to achieve a reduced corrosion rate by the promotion of passivity. ANODIZING Oxide coating formed on a metal surface (generally aluminum) by an electrolytic process. ANOLYTE The electrolyte adjacent to the anode of an electrochemical cell. ANTIFOULING Preventing fouling. [See Fouling.]



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ATTENUATION Electrical losses in a conductor caused by current flow in the conductor. AUGER ELECTRON SPECTROSCOPY Analytical technique in which the sample surface is irradiated with low-energy electrons and the energy spectrum of electrons emitted from the surface is measured. AUSTENITIC STEEL A steel whose microstructure at room temperature consists predominantly of austenite. AUXILIARY ELECTRODE An electrode, usually made from a noncorroding material, which is commonly used in polarization studies to pass current to or from a test electrode.

B BACKFILL Material placed in a hole to fill the space around the anodes, vent pipe, and buried components of a cathodic protection system. BARRIER COATING (1) A coating that has a high resistance to permeation of liquids and/or gases. (2) A coating that is applied over a previously coated surface to prevent damage to the underlying coating during subsequent handling BEACH MARKS The characteristic markings on the fracture surfaces produced by fatigue crack propagation

(also known as clamshell marks, conchoidal marks, and arrest marks). BETA CURVE A plot of dynamic (fluctuating) interference current or related proportional voltage (ordinate) versus the corresponding structure-to-electrolyte potentials at a selected location on the affected structure (abscissa). BINDER The nonvolatile portion of the vehicle of a formulated coating material. BITUMINOUS COATING An asphalt or coal-tar compound used to provide a protective coating for a surface. BLAST ANGLE (1) The angle of the blast nozzle with reference to the surface during abrasive blast cleaning. (2) The angle of the abrasive particles propelled from a centrifugal blasting wheel with reference to the surface being abrasive blast cleaned. BLOWDOWN (1) Injection of air or water under high pressure through a tube to the anode area for the purpose of purging the annular space and possibly correcting high resistance caused by gas blockage. (2) In conjunction with boilers or cooling towers, the process of discharging a significant portion of the aqueous solution in order to remove accumulated salts, deposits, and other impurities. BLUSHING Whitening and loss of gloss of a coating, usually organic, caused

by moisture (also known as blooming). BRACELET ANODES Galvanic anodes with geometry suitable for direct attachment around the circumference of a pipeline. These may be half-shell bracelets consisting of two semi-circular sections or segmented bracelets consisting of a large number of individual anodes. BRITTLE FRACTURE Fracture with little or no plastic deformation. BRUSH-OFF BLAST CLEANED SURFACE A brush-off blast cleaned surface, when viewed without magnification, shall be free of all visible oil, grease, dirt, dust, loose mill scale, loose rust, and loose coating. Tightly adherent mill scale, rust, and coating may remain on the surface. Mill scale, rust, and coating are considered tightly adherent if they cannot be removed by lifting with a dull putty knife. [See NACE No. 4/SSPC-SP 7.]

C CALCAREOUS COATING A layer consisting of calcium carbonate and other salts deposited on the surface. When the surface is cathodically polarized as in cathodic protection, this layer is the result of the increased pH adjacent to the protected surface. CALCAREOUS DEPOSIT [See Calcareous Coating.]



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CASE HARDENING Hardening a ferrous alloy so that the outer portion, or case, is made substantially harder than the inner portion, or core. Typical processes are carburizing, cyaniding, carbo-nitriding, nitriding, induction hardening, and flame hardening. CASEIN PAINT Water-thinned paint with vehicle derived from milk. CATALYST A chemical substance, usually present in small amounts relative to the reactants, that increases the rate at which a chemical reaction (e.g., curing) would otherwise occur, but is not consumed in the reaction. CATHODE The electrode of an electrochemical cell at which reduction is the principal reaction. Electrons flow toward the cathode in the external circuit. CATHODIC CORROSION Corrosion resulting from a cathodic condition of a structure, usually caused by the reaction of an amphoteric metal with the alkaline products of electrolysis. CATHODIC DISBONDMENT The destruction of adhesion between a coating and the coated surface caused by products of a cathodic reaction. CATHODIC INHIBITOR A chemical substance that prevents or reduces the rate of the cathodic or reduction reaction.

CATHODIC POLARIZATION The change of the electrode potential in the active (negative) direction caused by current across the electrode/electrolyte interface. [See Polarization.] CATHODIC PROTECTION A technique to reduce the corrosion of a metal surface by making that surface the cathode of an electrochemical cell. CATHOLYTE The electrolyte adjacent to the cathode of an electrochemical cell. CATION A positively charged ion that migrates through the electrolyte toward the cathode under the influence of a potential gradient. CAVITATION The formation and rapid collapse of cavities or bubbles within a liquid which often results in damage to a material at the solid/liquid interface under conditions of severe turbulent flow. CELL [See Electrochemical Cell.] CEMENTATION The introduction of one or more elements into the surface layer of a metal by diffusion at high temperature. (Examples of cementation include carburizing [introduction of carbon], nitriding [introduction of nitrogen], and chromizing [introduction of chromium].) CHALKING The development of loose, removable powder (pigment) at

the surface of an organic coating, usually caused by weathering. CHECKING The development of slight breaks in a coating which do not penetrate to the underlying surface. CHEMICAL CONVERSION COATING An adherent reaction product layer on a metal surface formed by reaction with a suitable chemical to provide greater corrosion resistance to the metal and increase adhesion of coatings applied to the metal. (Example is an iron phosphate coating on steel, developed by reaction with phosphoric acid.) CHEVRON PATTERN A V-shaped pattern on a fatigue or brittle-fracture surface. The pattern can also be one of straight radial lines on cylindrical specimens. CHLORIDE STRESS CORROSION CRACKING Cracking of a metal under the combined action of tensile stress and corrosion in the presence of chlorides and an electrolyte (usually water). COAT One layer of a coating applied to a surface in a single continuous application to form a uniform film when dry. COATING A liquid, liquefiable, or mastic composition that, after application to a surface, is converted into a solid protective, decorative, or functional adherent film.



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COATING SYSTEM The complete number and types of coats applied to a substrate in a predetermined order. (When used in a broader sense, surface preparation, pretreatments, dry film thickness, and manner of application are included.) COLD LAP (1) Discontinuity caused by solidification of the meniscus of a partially cast anode as a result of interrupted flow of the casting stream. The solidified meniscus is covered with metal when the flow resumes. Cold laps can occur along the length of an anode. (2) A protective film consisting of one or more coats, applied in a predetermined order by prescribed methods to an as-specified dry film thickness, including any reinforcing material that may be specified. COLD SHUT Horizontal surface discontinuity caused by solidification of a portion of a meniscus during the progressive filling of a mold, which is later covered with more solidifying metal as the molten metal level rises. Cold shuts generally occur at corners remote from the point of pour. COMMERCIAL BLAST CLEANED SURFACE A commercial blast cleaned surface, when viewed without magnification, shall be free of all visible oil, grease, dust, dirt, mill scale, rust, coating, oxides, corrosion products, and other foreign matter. Random staining shall be limited to no more than 33 percent of each unit area (approximately 58 cm2 [9.0 in.2]) of surface and may consist of light shadows, slight streaks, or

minor discolorations caused by stains of rust, stains of mill scale, or stains of previously applied coating. [See NACE No. 3/SSPC-SP 6.] CONCENTRATION CELL An electrochemical cell, the electromotive force of which is caused by a difference in concentration of some component in the electrolyte. (This difference leads to the formation of discrete cathodic and anodic regions.) CONCENTRATION POLARIZATION That portion of polarization of a cell produced by concentration changes resulting from passage of current though the electrolyte. CONDUCTIVE COATING (1) A coating that conducts electricity. (2) An electrically conductive, mastic-like material used as an impressed current anode on reinforced concrete surfaces. CONDUCTIVE CONCRETE A highly conductive cement-based mixture containing coarse and fine coke and other material used as an impressed current anode on reinforced concrete surfaces. CONDUCTIVITY (1) A measure of the ability of a material to conduct an electric charge. It is the reciprocal of resistivity. (2) The current transferred across a material (e.g., coating) per unit potential gradient.

CONTACT CORROSION [See Galvanic Corrosion.] CONTINUITY BOND A connection, usually metallic, that provides electrical continuity between structures that can conduct electricity. CONTINUOUS ANODE A single anode with no electrical discontinuities. CONVERSION COATING [See Chemical Conversion Coating.] CORROSION The deterioration of a material, usually a metal, that results from a reaction with its environment. CORROSION FATIGUE Fatigue-type cracking of metal caused by repeated or fluctuating stresses in a corrosive environment characterized by shorter life than would be encountered as a result of either the repeated or fluctuating stress alone or the corrosive environment alone. CORROSION INHIBITOR A chemical substance or combination of substances that, when present in the environment, prevents or reduces corrosion. CORROSION POTENTIAL (Ecorr) The potential of a corroding surface in an electrolyte relative to a reference electrode under open-circuit conditions (also known as rest potential, open-circuit potential, or freely corroding potential).



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CORROSION RATE The rate at which corrosion proceeds. CORROSION RESISTANCE Ability of a material, usually a metal, to withstand corrosion in a given system. CORROSIVENESS The tendency of an environment to cause corrosion. COUNTER ELECTRODE [See Auxiliary Electrode.] COUNTERPOISE A conductor or system of conductors arranged beneath a power line, located on, above, or most frequently, below the surface of the earth and connected to the footings of the towers or poles supporting the power line. COUPLE [See Galvanic Couple.] CRACKING (OF COATING) Breaks in a coating that extend through to the substrate. CRAZING A network of checks or cracks appearing on the surface of a coating. CREEP Time-dependent strain occurring under stress. CREVICE CORROSION Localized corrosion of a metal surface at, or immediately adjacent to, an area that is shielded from full exposure to the

environment because of close proximity of the metal to the surface of another material. CRITICAL HUMIDITY The relative humidity above which the atmospheric corrosion rate of some metals increases sharply. CRITICAL PITTING POTENTIAL (Ep, Epp) The lowest value of oxidizing potential (voltage) at which pits nucleate and grow. The value depends on the test method used. CURING Chemical process of developing the intended properties of a coating or other material (e.g., resin) over a period of time. CURING AGENT A chemical substance used for curing a coating or other material (e.g., resin). [Also referred to as Hardener.] CURRENT (1) A flow of electric charge. (2) The amount of electric charge flowing past a specified circuit point per unit time, measured in the direction of net transport of positive charges. (In a metallic conductor, this is the opposite direction of the electron flow.)

CURRENT DENSITY The current to or from a unit area of an electrode surface. CURRENT EFFICIENCY The ratio of the electrochemical equivalent current density for a specific reaction to the total applied current density.

D DC DECOUPLING DEVICE A device used in electrical circuits that allows the flow of alternating current (AC) in both directions and stops or substantially reduces the flow of direct current (DC). DEALLOYING The selective corrosion of one or more components of a solid solution alloy (also known as parting or selective dissolution). DECOMPOSITION POTENTIAL The potential (voltage) on a metal surface necessary to decompose the electrolyte of an electrochemical cell or a component thereof. DECOMPOSITION VOLTAGE [See Decomposition Potential.] DEEP GROUNDBED One or more anodes installed vertically at a nominal depth of 15 m (50 ft) or more below the earth's surface in a drilled hole for the purpose of supplying cathodic protection. DEPOLARIZATION The removal of factors resisting the current in an electrochemical cell. DEPOSIT ATTACK Corrosion occurring under or around a discontinuous deposit on a metallic surface (also known as poultice corrosion).



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DEZINCIFICATION A corrosion phenomenon resulting in the selective removal of zinc from copper-zinc alloys. (This phenomenon is one of the more common forms of dealloying.) DIELECTRIC COATING A coating that does not conduct electricity. DIELECTRIC SHIELD An electrically nonconductive material, such as a coating, sheet or pipe, that is placed between an anode and an adjacent cathode, usually on the cathode, to improve current distribution in a cathodic protection system. DIFFERENTIAL AERATION CELL An electrochemical cell, the electromotive force of which is due to a difference in air (oxygen) concentration at one electrode as compared with that at another electrode of the same material. DIFFUSION-LIMITED CURRENT DENSITY The current density that corresponds to the maximum transfer rate that a particular species can sustain because of the limitation of diffusion (often referred to as limiting current density). DISBONDMENT The loss of adhesion between a coating and the substrate. DISSIMILAR METALS Different metals that could form an anode-cathode relationship in an electrolyte when connected by

a metallic path. DOUBLE LAYER The interface between an electrode or a suspended particle and an electrolyte created by charge-charge interaction leading to an alignment of oppositely charged ions at the surface of the electrode or particle. The simplest model is represented by a parallel plate condenser. DOUBLER PLATE An additional plate or thickness of steel used to provide extra strength at the point of anode attachment to an offshore platform. DRAINAGE Conduction of electric current from an underground or submerged metallic structure by means of a metallic conductor. DRIVING POTENTIAL Difference in potential between the anode and the steel structure. DRYING OIL An oil capable of conversion from a liquid to a solid by slow reaction with oxygen in the air.

E ELASTIC DEFORMATION Changes of dimensions of a material upon the application of a stress within the elastic range. Following the release of an elastic stress, the material returns to its original dimensions without any permanent deformation.

ELASTIC LIMIT The maximum stress to which a material may be subjected without retention of any permanent deformation after the stress is removed. ELASTICITY The property of a material that allows it to recover its original dimensions following deformation by a stress below its elastic limit. ELECTRICAL INTERFERENCE Any electrical disturbance on a metallic structure in contact with an electrolyte caused by stray current(s). ELECTRICAL ISOLATION The condition of being electrically separated from other metallic structures or the environment. ELECTRO-OSMOSIS The migration of water through a semipermeable membrane as a result of a potential difference caused by the flow of electric charge through the membrane. ELECTROCHEMICAL CELL A system consisting of an anode and a cathode immersed in an electrolyte so as to create an electrical circuit. The anode and cathode may be different metals or dissimilar areas on the same metal surface. ELECTROCHEMICAL EQUIVALENT The mass of an element or group of elements oxidized or reduced at 100% efficiency by the passage of a unit quantity of electricity.



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ELECTROCHEMICAL POTENTIAL The partial derivative of the total electrochemical free energy of a constituent with respect to the number of moles of this constituent where all other factors are kept constant. It is analogous to the chemical potential of a constituent except that it includes the electrical as well as chemical contributions to the free energy. ELECTRODE A conductor used to establish contact with an electrolyte and through which current is transferred to or from an electrolyte. ELECTRODE POTENTIAL The potential of an electrode in an electrolyte as measured against a reference electrode. (The electrode potential does not include any resistance losses in potential in either the electrolyte or the external circuit. It represents the reversible work to move a unit of charge from the electrode surface through the electrolyte to the reference electrode.) ELECTROKINETIC POTENTIAL A potential difference in a solution caused by residual, unbalanced charge distribution in the adjoining solution, producing a double layer. The electrokinetic potential is different from the electrode potential in that it occurs exclusively in the solution phase. This potential represents the reversible work necessary to bring a unit charge from infinity in the solution up to the interface in question but not through the interface (also known

as zeta potential). ELECTROLYTE A chemical substance containing ions that migrate in an electric field. ELECTROLYTIC CLEANING A process for removing soil, scale, or corrosion products from a metal surface by subjecting the metal as an electrode to an electric current in an electrolytic bath. ELECTROMOTIVE FORCE SERIES A list of elements arranged according to their standard electrode potentials, the sign being positive for elements whose potentials are cathodic to hydrogen and negative for those anodic to hydrogen. ELLIPSOMETRY An optical analytical technique employing plane-polarized light to study films. EMBRITTLEMENT Loss of ductility of a material resulting from a chemical or physical change. EMF SERIES [See Electromotive Force Series.] ENAMEL (1) A paint that dries to a hard, glossy surface. (2) A coating that is characterized by an ability to form a smooth, durable film. END EFFECT The more rapid loss of anode material at the end of an anode, compared with other surfaces of

the anode, resulting from higher current density. ENDURANCE LIMIT The maximum stress that a material can withstand for an infinitely large number of fatigue cycles. ENVIRONMENT The surroundings or conditions (physical, chemical, mechanical) in which a material exists. ENVIRONMENTAL CRACKING Brittle fracture of a normally ductile material in which the corrosive effect of the environment is a causative factor. Environmental cracking is a general term that includes all of the terms listed below. The definitions of these terms are listed elsewhere in the Glossary: Corrosion Fatigue Hydrogen Embrittlement Hydrogen-Induced Cracking ⎯ (Stepwise Cracking) Hydrogen Stress Cracking Liquid Metal Cracking Stress Corrosion Cracking Sulfide Stress Cracking The following terms have been used in the past in connection with environmental cracking but are now obsolete and should not be used: Caustic Embrittlement Delayed Cracking Liquid Metal Embrittlement Season Cracking Static Fatigue Sulfide Corrosion Cracking Sulfide Stress Corrosion Cracking



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EPOXY Type of resin formed by the reaction of aliphatic or aromatic polyols (like bisphenol) with epichlorohydrin and characterized by the presence of reactive oxirane end groups. EQUILIBRIUM POTENTIAL The potential of an electrode in an electrolyte at which the forward rate of a given reaction is exactly equal to the reverse rate; the electrode potential with reference to a standard equilibrium, as defined by the Nernst equation. EROSION The progressive loss of material from a solid surface due to mechanical interaction between that surface and a fluid, a multicomponent fluid, or solid particles carried with the fluid. EROSION-CORROSION A conjoint action involving corrosion and erosion in the presence of a moving corrosive fluid or a material moving through the fluid, leading to accelerated loss of material. EXCHANGE CURRENT The rate at which either positive or negative charges are entering or leaving the surface when an electrode reaches dynamic equilibrium in an electrolyte. EXFOLIATION CORROSION Localized subsurface corrosion in zones parallel to the surface that result in thin layers of uncorroded metal resembling the pages of a book.

EXTERNAL CIRCUIT The wires, connectors, measuring devices, current sources, etc., that are used to bring about or measure the desired electrical conditions within an electrochemical cell. It is this portion of the cell through which electrons travel.

F FATIGUE The phenomenon leading to fracture of a material under repeated or fluctuating stresses having a maximum value less than the tensile strength of the material. FATIGUE STRENGTH The maximum stress that can be sustained for a specified number of cycles without failure. FAULT CURRENT A current that flows from one conductor to ground or to another conductor due to an abnormal connection (including an arc) between the two. A fault current flowing to ground may be called a ground fault current. FERRITE The body-centered cubic crystalline phase of iron-based alloys. FERRITIC STEEL A steel whose microstructure at room temperature consists predominantly of ferrite. FILIFORM CORROSION Corrosion that occurs under a coating in the form of randomly distributed thread-like filaments.

FILM A thin, not necessarily visible layer of material. FINISH COAT [See Topcoat.] FORCED DRAINAGE Drainage applied to underground or submerged metallic structures by means of an applied electromotive force or sacrificial anode. FOREIGN STRUCTURE Any metallic structure that is not intended as a part of a system under cathodic protection. FOULING An accumulation of deposits. This includes accumulation and growth of marine organisms on a submerged metal surface and the accumulation of deposits (usually inorganic) on heat exchanger tubing. FRACTOGRAPHY Descriptive treatment of fracture, especially in metals, with specific reference to photographs of the fracture surface. FRACTURE MECHANICS A quantitative analysis for evaluating structural reliability in terms of applied stress, crack length, and specimen geometry. FREE MACHINING The machining characteristics of an alloy to which an ingredient has been introduced to give small broken chips, lower power consumption, better surface finish, and longer tool life. FRETTING CORROSION Deterioration at the interface of



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two contacting surfaces under load which is accelerated by their relative motion. FURAN Type of resin formed by the polymerization or polycondensation of furfuryl, furfuryl alcohol, or other compounds containing a furan ring.

G GALVANIC ANODE A metal that provides sacrificial protection to another metal that is more noble when electrically coupled in an electrolyte. This type of anode is the electron source in one type of cathodic protection. GALVANIC CORROSION Accelerated corrosion of a metal because of an electrical contact with a more noble metal or nonmetallic conductor in a corrosive electrolyte. GALVANIC COUPLE A pair of dissimilar conductors, commonly metals, in electrical contact in an electrolyte. GALVANIC CURRENT The electric current between metals or conductive nonmetals in a galvanic couple. GALVANIC SERIES A list of metals and alloys arranged according to their corrosion potentials in a given environment. GALVANOSTATIC Refers to an experimental

technique whereby an electrode is maintained at a constant current in an electrolyte. GENERAL CORROSION Corrosion that is distributed more or less uniformly over the surface of a material. GRAPHITIC CORROSION Deterioration of gray cast iron in which the metallic constituents are selectively leached or converted to corrosion products, leaving the graphite intact. GRAPHITIZATION The formation of graphite in iron or steel, usually from decomposition of iron carbide at elevated temperatures. [Should not be used as a term to describe graphitic corrosion.] GRIT Small particles of hard material (e.g., iron, steel, or mineral) with irregular shapes that are commonly used as an abrasive in abrasive blast cleaning. GRIT BLASTING Abrasive blast cleaning using grit as the abrasive. GROUNDBED One or more anodes installed below the earth's surface for the purpose of supplying cathodic protection.

H HALF-CELL A pure metal in contact with a solution of known concentration of its own ion, at a specific temperature, develops a potential

that is characteristic and reproducible; when coupled with another half-cell, an overall potential that is the sum of both half-cells develops. HALF-CELL POTENTIAL The potential in a given electrolyte of one electrode of a pair relative to a standard state or a reference state. Potentials can only be measured and expressed as the difference between the half-cell potentials of a pair of electrodes. HAND TOOL CLEANING Removal of loose rust, loose mill scale, and loose paint to degree specified, by hand chipping, scraping, sanding, and wire brushing. [See SSPC-SP 2.] HARDENER [See Curing Agent.] HEAT-AFFECTED ZONE That portion of the base metal that is not melted during brazing, cutting, or welding, but whose microstructure and properties are altered by the heat of these processes. HEAT TREATMENT Heating and cooling a solid metal or alloy in such a way as to obtain desired properties. Heating for the sole purpose of hot working is not considered heat treatment. HIGH-PRESSURE WATER CLEANING Water cleaning performed at pressures from 34 to 70 MPa (5,000 to 10,000 psig).



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HIGH-PRESSURE WATER JETTING Water jetting performed at pressures from 70 to 170 MPa (10,000 to 25,000 psig). HIGH-TEMPERATURE HYDROGEN ATTACK A loss of strength and ductility of steel by high-temperature reaction of absorbed hydrogen with carbides in the steel, resulting in decarburization and internal fissuring. HOLIDAY A discontinuity in a protective coating that exposes unprotected surface to the environment. HYDROGEN BLISTERING The formation of subsurface planar cavities, called hydrogen blisters, in a metal resulting from excessive internal hydrogen pressure. Growth of near-surface blisters in low-strength metals usually results in surface bulges. HYDROGEN EMBRITTLEMENT A loss of ductility of a metal resulting from absorption of hydrogen. HYDROGEN-INDUCED CRACKING Stepwise internal cracks that connect adjacent hydrogen blisters on different planes in the metal, or to the metal surface (also known as stepwise cracking). HYDROGEN OVERVOLTAGE Overvoltage associated with the liberation of hydrogen gas.

HYDROGEN STRESS CRACKING Cracking that results from the presence of hydrogen in a metal in combination with tensile stress. It occurs most frequently with high-strength alloys.

I IMPINGEMENT CORROSION A form of erosion-corrosion generally associated with the local impingement of a high-velocity, flowing fluid against a solid surface. IMPRESSED CURRENT An electric current supplied by a device employing a power source that is external to the electrode system. (An example is direct current for cathodic protection.) IMPRESSED CURRENT ANODE An electrode, suitable for use as an anode when connected to a source of impressed current, which is generally composed of a substantially inert material that conducts by oxidation of the electrolyte and, for this reason, is not corroded appreciably. IMPULSE DIELECTRIC TEST A method of applying voltage to an insulated wire through the use of electric pulses (usually 170 to 250 pulses per second) to determine the integrity of the wire’s insulation. INCLUSION A nonmetallic phase such as an

oxide, sulfide, or silicate particle in a metal. INORGANIC ZINC-RICH COATING Coating containing a metallic zinc pigment (typically 75 wt% zinc or more in the dry film) in an inorganic vehicle. INSTANT-OFF POTENTIAL The polarized half-cell potential of an electrode taken immediately after the cathodic protection current is stopped, which closely approximates the potential without IR drop (i.e., the polarized potential) when the current was on. INTERCRYSTALLINE CORROSION [See Intergranular Corrosion.] INTERDENDRITIC CORROSION Corrosive attack of cast metals that progresses preferentially along paths between dendrites. INTERFERENCE BOND An intentional metallic connection, between metallic systems in contact with a common electrolyte, designed to control electrical current interchange between the systems. INTERFERENCE CURRENT [See Stray Current.] INTERGRANULAR CORROSION Preferential corrosion at or along the grain boundaries of a metal (also known as intercrystalline



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corrosion). INTERGRANULAR STRESS CORROSION CRACKING Stress corrosion cracking in which the cracking occurs along grain boundaries. INTERNAL OXIDATION The formation of isolated particles of oxidation products beneath the metal surface. INTUMESCENCE The swelling or bubbling of a coating usually caused by heating. [The term is commonly used in aerospace and fire-protection applications.] ION An electrically charged atom or group of atoms. IR DROP The voltage across a resistance in accordance with Ohm’s Law. IRON ROT Deterioration of wood in contact with iron-based alloys.

K KNIFE-LINE ATTACK Intergranular corrosion of an alloy along a line adjoining or in contact with a weld after heating into the sensitization temperature range.

L LAMELLAR CORROSION [See Exfoliation Corrosion.] LANGELIER INDEX A calculated saturation index for calcium carbonate that is useful in predicting scaling behavior of natural water. LINE CURRENT The direct current flowing on a pipeline. LINING A coating or layer of sheet material adhered to or in intimate contact with the interior surface of a container used to protect the container against corrosion by its contents and/or to protect the contents of the container from contamination by the container material. LIQUID METAL CRACKING Cracking of a metal caused by contact with a liquid metal. LONG-LINE CURRENT Current though the earth between an anodic and a cathodic area that returns along an underground metallic structure. LOW-CARBON STEEL Steel having less than 0.30% carbon and no intentional alloying additions.

LOW-PRESSURE WATER CLEANING Water cleaning performed at pressures less than 34 MPa (5,000 psig). LUGGIN PROBE A small tube or capillary filled with electrolyte, terminating close to the metal surface of an electrode under study, which is used to provide an ion-conducting path without diffusion between the electrode under study and a reference electrode.

M MARTENSITE A hard supersaturated solid solution of carbon in iron characterized by an acicular (needle-like) microstructure. METAL DUSTING The catastrophic deterioration of a metal exposed to a carbonaceous gas at elevated temperature. METALLIZING The coating of a surface with a thin metal layer by spraying, hot dipping, or vacuum deposition. MILL SCALE The oxide layer formed during hot fabrication or heat treatment of metals. MIXED POTENTIAL A potential resulting from two or more electrochemical reactions occurring simultaneously on one metal surface.



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MODULUS OF ELASTICITY A measure of the stiffness or rigidity of a material. It is actually the ratio of stress to strain in the elastic region of a material. If determined by a tension or compression test, it is also called Young’s Modulus or the coefficient of elasticity.

N NATURAL DRAINAGE Drainage from an underground or submerged metallic structure to a more negative (more anodic) structure, such as the negative bus of a trolley substation. NEAR-WHITE BLAST CLEANED SURFACE A near-white blast cleaned surface, when viewed without magnification, shall be free of all visible oil, grease, dust, dirt, mill scale, rust, coating, oxides, corrosion products, and other foreign matter. Random staining shall be limited to not more than 5% of each unit area of surface (approximately 58 cm2 [9.0 in.2]), and may consist of light shadows, slight streaks, or minor discolorations caused by stains of rust, stains of mill scale, or stains of previously applied coating. [See NACE No. 2/SSPC-SP 10.] NEGATIVE RETURN A point of connection between the cathodic protection negative cable and the protected structure. NERNST EQUATION An equation that expresses the

exact electromotive force of an electrochemical cell in terms of the activities of products and reactants of the cell. NERNST LAYER The diffusion layer at the surface of an electrode in which the concentration of a chemical species is assumed to vary linearly from the value in the bulk solution to the value at the electrode surface. NOBLE The positive direction of electrode potential, thus resembling noble metals such as gold and platinum. NOBLE METAL (1) A metal that occurs commonly in nature in the free state. (2) A metal or alloy whose corrosion products are formed with a small negative or a positive free-energy change. NOBLE POTENTIAL A potential more cathodic (positive) than the standard hydrogen potential. NORMALIZING Heating a ferrous alloy to a suitable temperature above the transformation range (austenitizing), holding at temperature for a suitable time, and then cooling in still air to a temperature substantially below the transformation range.

O OPEN-CIRCUIT POTENTIAL The potential of an electrode

measured with respect to a reference electrode or another electrode in the absence of current. ORGANIC ZINC-RICH COATING Coating containing a metallic zinc pigment (typically 75 wt% zinc or more in the dry film) in an organic resin. OVERVOLTAGE The change in potential of an electrode from its equilibrium or steady-state value when current is applied. OXIDATION (1) Loss of electrons by a constituent of a chemical reaction. (2) Corrosion of a metal that is exposed to an oxidizing gas at elevated temperatures. OXIDATION-REDUCTION POTENTIAL The potential of a reversible oxidation-reduction electrode measured with respect to a reference electrode, corrected to the hydrogen electrode, in a given electrolyte. OXYGEN CONCENTRATION CELL [See Differential Aeration Cell.]

P PAINT A pigmented liquid or resin applied to a substrate as a thin layer that is converted to an opaque solid film after application. It is commonly used



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as a decorative or protective coating. PAINT SYSTEM [See Coating System.] PARTING [See Dealloying.] PASSIVATION A reduction of the anodic reaction rate of an electrode involved in corrosion. PASSIVATION POTENTIAL [See Primary Passive Potential.] PASSIVE (1) The positive direction of electrode potential. (2) A state of a metal in which a surface reaction product causes a marked decrease in the corrosion rate relative to that in the absence of the product. PASSIVE-ACTIVE CELL An electrochemical cell, the electromotive force of which is caused by the potential difference between a metal in an active state and the same metal in a passive state. PASSIVITY The state of being passive. PATINA A thin layer of corrosion product, usually green, that forms on the surface of metals such as copper and copper-based alloys exposed to the atmosphere. pH The negative logarithm of the hydrogen ion activity written as: pH = -log10 (aH

+)

where aH+ = hydrogen ion activity

= the molar concentration of hydrogen ions multiplied by the mean ion-activity coefficient. PICKLING (1) Treating a metal in a chemical bath to remove scale and oxides (e.g., rust) from the surface. (2) Complete removal of rust and mill scale by acid pickling, duplex pickling, or electrolytic pickling. [See SSPC-SP 8.] PICKLING SOLUTION A chemical bath, usually an acid solution, used for pickling. PIGMENT A solid substance, generally in fine powder form, that is insoluble in the vehicle of a formulated coating material. It is used to impart color or other specific physical or chemical properties to the coating. PIPE-TO-ELECTROLYTE POTENTIAL [See Structure-to-Electrolyte Potential.] PIPE-TO-SOIL POTENTIAL [See Structure-to-Electrolyte Potential.] PITTING Localized corrosion of a metal surface that is confined to a small area and takes the form of cavities called pits. PITTING FACTOR The ratio of the depth of the deepest pit resulting from corrosion divided by the average penetration as calculated from mass loss.

PLASTIC DEFORMATION Permanent deformation caused by stressing beyond the elastic limit. PLASTICITY The ability of a material to deform permanently (nonelastically) without fracturing. POLARIZATION The change from the open-circuit potential as a result of current across the electrode/electrolyte interface. POLARIZATION ADMITTANCE The reciprocal of polarization resistance. POLARIZATION CELL A DC decoupling device consisting of two or more pairs of inert metallic plates immersed in an aqueous electrolyte. The electrical characteristics of the polarization cell are high resistance to DC potentials and low impedance of AC. POLARIZATION CURVE A plot of current density versus electrode potential for a specific electrode/electrolyte combination. POLARIZATION DECAY The decrease in electrode potential with time resulting from the interruption of applied current. POLARIZATION RESISTANCE The slope (dE/di) at the corrosion potential of a potential (E)-current density (i) curve. (The measured slope is usually in good agreement with the true value of



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the polarization resistance when the scan rate is low and any uncompensated resistance is small relative to the polarization resistance.) POLARIZED POTENTIAL The potential across the structure/electrolyte interface that is the sum of the corrosion potential and the cathodic polarization. POLYESTER Type of resin formed by the condensation of polybasic and monobasic acids with polyhydric alcohols. POSTWELD HEAT TREATMENT Heating and cooling a weldment in such a way as to obtain desired properties. POTENTIAL-pH DIAGRAM A graphical method of representing the regions of thermodynamic stability of species for metal/electrolyte systems (also known as Pourbaix diagram). POTENTIODYNAMIC Refers to a technique wherein the potential of an electrode with respect to a reference electrode is varied at a selected rate by application of a current through the electrolyte. POTENTIOKINETIC [See Potentiodynamic.] POTENTIOSTAT An instrument for automatically maintaining a constant electrode potential.

POTENTIOSTATIC Refers to a technique for maintaining a constant electrode potential. POT LIFE The elapsed time within which a coating can be effectively applied after all components of the coating have been thoroughly mixed. POULTICE CORROSION [See Deposit Attack.] POURBAIX DIAGRAM [See Potential-pH Diagram.] POWER TOOL CLEANING Removal of loose rust, loose mill scale, and loose paint to degree specified by power tool chipping, descaling, sanding, wire brushing, and grinding. [See SSPC-SP 3.] PRECIPITATION HARDENING Hardening caused by the precipitation of a constituent from a supersaturated solid solution. PRIMARY PASSIVE POTENTIAL The potential corresponding to the maximum active current density (critical anodic current density) of an electrode that exhibits active-passive corrosion behavior. PRIME COAT [See Primer.] PRIMER A coating material intended to be applied as the first coat on an uncoated surface. The coating is specifically formulated to adhere to and protect the surface as well as to produce a suitable surface

for subsequent coats. [Also referred to as Prime Coat.] PROFILE Anchor pattern on a surface produced by abrasive blasting or acid treatment. PROTECTIVE COATING A coating applied to a surface to protect the substrate from corrosion.

R REDUCTION Gain of electrons by a constituent of a chemical reaction. REFERENCE ELECTRODE An electrode whose open-circuit potential is constant under similar conditions of measurement, which is used for measuring the relative potentials of other electrodes. REFERENCE HALF-CELL [See Reference Electrode.] RELATIVE HUMIDITY The ratio, expressed as a percentage, of the amount of water vapor present in a given volume of air at a given temperature to the amount required to saturate the air at that temperature. REMOTE EARTH A location on the earth far enough from the affected structure that the soil potential gradients associated with currents entering the earth from the affected structure are



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insignificant. RESISTIVITY (1) The resistance per unit length of a substance with uniform cross section. (2) A measure of the ability of an electrolyte (e.g., soil) to resist the flow of electric charge (e.g., cathodic protection current). Resistivity data are used to design a groundbed for a cathodic protection system. REST POTENTIAL [See Corrosion Potential.] REVERSIBLE POTENTIAL [See Equilibrium Potential.] RIMMED STEEL An incompletely deoxidized steel. [Also called Rimming Steel.] RISER (1) That section of pipeline extending from the ocean floor up to an offshore platform. (2) The vertical tube in a steam generator convection bank that circulates water and steam upward. RUST Corrosion product consisting of various iron oxides and hydrated iron oxides. (This term properly applies only to iron and ferrous alloys.) RUST BLOOM Discoloration indicating the beginning of rusting.

S SACKING Scrubbing a mixture of a cement mortar over the concrete surface

using a cement sack, gunny sack, or sponge rubber float. SACRIFICIAL ANODE [See Galvanic Anode.] SACRIFICIAL PROTECTION Reduction of corrosion of a metal in an electrolyte by galvanically coupling it to a more anodic metal (a form of cathodic protection). SCALING (1) The formation at high temperatures of thick corrosion-product layers on a metal surface. (2) The deposition of water-insoluble constituents on a metal surface. SCANNING ELECTRON MICROSCOPE An electron optical device that images topographical details with maximum contrast and depth of field by the detection, amplification, and display of secondary electrons. SENSITIZING HEAT TREATMENT A heat treatment, whether accidental, intentional, or incidental (as during welding), that causes precipitation of constituents (usually carbides) at grain boundaries, often causing the alloy to become susceptible to intergranular corrosion or intergranular stress corrosion cracking. SHALLOW GROUNDBED One or more anodes installed either vertically or horizontally at a nominal depth of less than 15 m (50 ft) for the purpose of supplying cathodic protection.

SHIELDING (1) Protecting; protective cover against mechanical damage. (2) Preventing or diverting cathodic protection current from its natural path.

SHOP COAT One or more coats applied in a shop or plant prior to shipment to the site of erection or fabrication. SHOT BLASTING Abrasive blast cleaning using metallic (usually steel) shot as the abrasive. SHOT PEENING Inducing compressive stresses in the surface layer of a material by bombarding it with a selected medium (usually steel shot) under controlled conditions. SIGMA PHASE An extremely brittle Fe-Cr phase that can form at elevated temperatures in Fe-Cr-Ni and Ni-Cr-Fe alloys. SLIP A deformation process involving shear motion of a specific set of crystallographic planes. SLOW STRAIN RATE TECHNIQUE An experimental technique for evaluating susceptibility to environmental cracking. It involves pulling the specimen to failure in uniaxial tension at a controlled slow strain rate while the specimen is in the test environment and examining the specimen for evidence of environmental cracking. SLUSHING COMPOUND Oil or grease coatings used to



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provide temporary protection against atmospheric corrosion. SOLUTION HEAT TREATMENT Heating a metal to a suitable temperature and holding at that temperature long enough for one or more constituents to enter into solid solution, then cooling rapidly enough to retain the constituents in solution. SOLVENT CLEANING Removal of oil, grease, dirt, soil, salts, and contaminants by cleaning with solvent, vapor, alkali, emulsion, or steam. [See SSPC-SP 1.] SPALLING The spontaneous chipping, fragmentation, or separation of a surface or surface coating. STANDARD ELECTRODE POTENTIAL The reversible potential for an electrode process when all products and reactions are at unit activity on a scale in which the potential for the standard hydrogen reference electrode is zero. STANDARD JETTING WATER Water of sufficient purity and quality that it does not impose additional contaminants on the surface being cleaned and does not contain sediments or other impurities that are destructive to the proper functioning of water jetting equipment. STEEL SHOT Small particles of steel with spherical shape that are commonly used as an abrasive in

abrasive blast cleaning or as a selected medium for shot peening. STEP POTENTIAL The potential difference between two points on the earth’s surface separated by a distance of one human step, which is defined as one meter, determined in the direction of maximum potential gradient. STEPWISE CRACKING [See Hydrogen-Induced Cracking.] STRAY CURRENT Current through paths other than the intended circuit. STRAY-CURRENT CORROSION Corrosion resulting from current through paths other than the intended circuit, e.g., by any extraneous current in the earth. STRESS CORROSION CRACKING Cracking of a material produced by the combined action of corrosion and tensile stress (residual or applied). STRESS RELIEVING (THERMAL) Heating a metal to a suitable temperature, holding at that temperature long enough to reduce residual stresses, and then cooling slowly enough to minimize the development of new residual stresses.

STRUCTURE-TO-ELECTROLYTE POTENTIAL The potential difference between the surface of a buried or submerged metallic structure and the electrolyte that is measured with reference to an electrode in contact with the electrolyte. STRUCTURE-TO-SOIL POTENTIAL [See Structure-to-Electrolyte Potential.] STRUCTURE-TO-STRUCTURE POTENTIAL The potential difference between metallic structures, or sections of the same structure, in a common electrolyte. SUBSURFACE CORROSION [See Internal Oxidation.] SULFIDATION The reaction of a metal or alloy with a sulfur-containing species to produce a sulfur compound that forms on or beneath the surface of the metal or alloy. SULFIDE STRESS CRACKING Cracking of a metal under the combined action of tensile stress and corrosion in the presence of water and hydrogen sulfide (a form of hydrogen stress cracking). SURFACE POTENTIAL GRADIENT Change in the potential on the surface of the ground with respect to distance.



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T TACK COAT A thin wet coat applied to the surface that is allowed to dry just until it is tacky before application of a thicker wet coat. (Use of a tack coat allows application of thicker coats without sagging or runs.) TAFEL PLOT A plot of the relationship between the change in potential (E) and the logarithm of the current density (log i) of an electrode when it is polarized in both the anodic and cathodic directions from its open-circuit potential. TAFEL SLOPE The slope of the straight-line portion of the E log i curve on a Tafel plot. (The straight-line portion usually occurs at more than 50 mV from the open-circuit potential.) TARNISH Surface discoloration of a metal resulting from formation of a film of corrosion product. THERMAL SPRAYING A group of processes by which finely divided metallic or nonmetallic materials are deposited in a molten or semimolten condition to form a coating. THERMOGALVANIC CORROSION Corrosion resulting from an electrochemical cell caused by a thermal gradient.

THROWING POWER The relationship between the current density at a point on a surface and its distance from the counterelectrode. The greater the ratio of the surface resistivity shown by the electrode reaction to the volume resistivity of the electrolyte, the better is the throwing power of the process. TOPCOAT The final coat of a coating system. [Also referred to as Finish Coat.] TOUCH POTENTIAL The potential difference between a metallic structure and a point on the earth’s surface separated by a distance equal to the normal maximum horizontal reach of a human (approximately 1.0 m [3.3 ft]). TRANSPASSIVE The noble region of potential where an electrode exhibits a higher-than-passive current density. TUBERCULATION The formation of localized corrosion products scattered over the surface in the form of knob-like mounds called tubercles.

U-V-W ULTIMATE STRENGTH The maximum stress that a material can sustain. ULTRAHIGH-PRESSURE WATER JETTING Water jetting performed at pressures above 170 MPa (25,000 psig.)

UNDERFILM CORROSION [See Filiform Corrosion.] VEHICLE The liquid portion of a formulated coating material. VOID (1) A holiday, hole, or skip in a coating. (2) A hole in a casting or weld deposit usually resulting from shrinkage during cooling. WASH PRIMER A thin, inhibiting primer, usually chromate pigmented, with a polyvinyl butyral binder. WATER CLEANING Use of pressurized water discharged from a nozzle to remove unwanted matter (e.g., dirt, scale, rust, coatings) from a surface. WATER JETTING Use of standard jetting water discharged from a nozzle at pressures of 70 MPa (10,000 psig) or greater to prepare a surface for coating or inspection. WEIGHT COATING An external coating applied to a pipeline to counteract buoyancy. WHITE METAL BLAST CLEANED SURFACE A white metal blast cleaned surface, when viewed without magnification, shall be free of all visible oil, grease, dust, dirt, mill scale, rust, coating, oxides, corrosion products, and other foreign matter. [See NACE No. 1/SSPC-SP 5.] WELD DECAY Intergranular corrosion, usually of



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stainless steel or certain nickel-base alloys, that occurs as the result of sensitization in the heat-affected zone during the welding operation. [This is not a preferred term.] WET FILM GAUGE Device for measuring wet film thickness of a coating. WORKING ELECTRODE The test or specimen electrode in an electrochemical cell. WROUGHT Metal in the solid condition that is formed to a desired shape by working (rolling, extruding, forging, etc.), usually at an elevated temperature.

X-Y-Z YIELD POINT The stress on a material at which the first significant permanent or plastic deformation occurs without an increase in stress. In some materials, particularly annealed low-carbon steels, there is a well-defined yield point from the straight line defining the modulus of elasticity. YIELD STRENGTH The stress at which a material exhibits a specified deviation from the proportionality of stress to strain. The deviation is expressed in terms of strain by either the offset method (usually at a strain of 0.2%) or the total-extension-under-load method (usually at a strain of 0.5%.)

CP3 Manual Spanish

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