CP 3 TECNICO SUPERIOR EN PROTECCION CATO

CP 3 –T ÉCN I CO SU PERI OR
EN PROT ECCI ÓN CAT ÓDI CA
M AN U AL DEL CU RSO
Español Julio 2007
© NACE International, 2005
Introducción
i
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
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CP 3–Técnico Superior en Protección Catódica
Julio 2007
Introducción
ii
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
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Introducción
iii
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.
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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 1-1 1
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
Óxido de Hierro
+
Caño de Acero
(- G O )
1:2
Energía
(Horno de Fundición)
+ BESSEMER
+
Tierra
+
PIPE MILL
= 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
c
a
a
a
a
a
cúbica con centro en el cuerpo
(CCC)
a
a
cúbica con centro en las caras
(CCL)
a
hexagonal
(H)
a
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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Mecanismos de la Corrosión
1:3
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
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M(OH)n + nH+ + ne–
[1-2]
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Mecanismos de la Corrosión
1:4
Mo + mH2O
MOmn-2m + 2mH+ + ne–
[1-3]
Hierro
Ion
Hierro
Ion
Figura 1-3: Interfase Metal/Solución Acuosa
Fe
Fe
Fe
Fe
Fe
Fe
H+
Fe
OH-
Fe++
Fe
Fe
Fe
Fe
Fe
Fe
Fe
Fe
Fe
Fe
Fe
OH-
O
H+
H+
Fe
Fe
H+
H+
H+
H+
H+
O
H+
H+
O
H+
Iron
Fe++ IonHierro H+
Ion
Fe
O
Fe
H+
O
H+
OH-
H+
Figura 1-4: La Corrosión Formando Hidróxido Férricos
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Mecanismos de la Corrosión
1:5
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.
E
metal
electroli to
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
-2
0
2
4
6
8
10
12
14
16
2
2
1.6
1.6
1.2
b
1.2
0.8
0.8
0.4
0
0.4
3
a
passivacion
0
corrosion
-0.4
-0.4
-0.8
1
-1.2
inmunidad
-0.8
2
corrosion
-1.2
-1.6
-1.6
-2
0
2
4
6
8
10
12
14
16
pH
(assuming passivation by a film of Fe2O3)
3
Pourbaix, M., Atlas of Electrochemical Equilibria in Aqueous Solutions, National Association of
Corrosion Engineers, Houston, TX, 1974, p.314.
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Mecanismos de la Corrosión
1:6
Figura 1-6: Condiciones Teóricas de Corrosión, Inmunidad y Pasivación del Hierro
– Diagrama de Pourbaix (pH) Simplificado para Hierro en Agua a 25ºC
Las Líneas 1, 2 y 3 de la Figura 1-6 corresponden a las siguientes reacciones:
Línea
:
Feo
Fe++ + 2e–
[1-4]
Línea
:
Fe + 2H2O
Fe(OH)2 + 2H+ + 2e–
[1-5]
Línea
:
Fe++ + 3H2O
Fe(OH)3 + 3H+ + e–
[1-6]
Estas líneas limitan tres regiones claramente diferenciadas para la estabilidad
relativa del ion ferroso (Fe++)–corrosión, pasivación e inmunidad. En términos de
energía, un electrodo de hierro con un potencial/pH dentro de la zona de corrosión,
indica que la corrosión es posible, pero esto no significa necesariamente que habrá
corrosión. En la zona de inmunidad, el ion ferroso es relativamente insoluble y,
por lo tanto, la corrosión es improbable. En la zona de pasivación, se forman
hidróxidos y óxidos de hierro sobre la superficie del metal, inhibiendo la
corrosión. Básicamente, la película pasiva de hidróxidos u óxidos forma una
barrera entre el substrato de hierro y el agua.
Las líneas a y b representan los límites de estabilidad termodinámica de una
molécula de agua, que depende del potencial y del pH. Entre las líneas a y b, se
considera que el agua es termodinámicamente estable, pero se disocia en estas
líneas.
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, por cada dos moléculas de agua, se
producen una molécula de gas hidrógeno y dos oxhidrilos, como se indica en la
Reacción 1-8.
2H2O + 2e–
H2 + 2OH–
[1-8]
Ambas líneas tienen importantes implicaciones al operar sistemas de protección
catódica, como se verá más adelante.
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Mecanismos de la Corrosión
1:7
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 Pourbaix para Hierro en Agua a 25ºC que Muestra las Líneas de
Solubilidad del Fe++
del diagrama de Pourbaix simplificado es reemplazada aquí por una
La línea
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 a valores 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.
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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Mecanismos de la Corrosión
1:8
-2
2
0
2
4
6
8
10
12
14
16
2
1.6
1.2
1.6
b
1.2
0.8
pasivación
0.4
0
1000 mm/an
300
100
a
0.8
0.4
30
10
3
-0.4
1
0.3
1 mm/an
0.3
corrosión
-0.8
-1.2
inmunidad
-1.6
-2
6i
0
2
4
0
1
8
10
12
14
-0.4
-0.8
16 -1.2
1.6
pH
Figura 1-8: Diagrama de Pourbaix para Hierro en Agua a 25ºC que Muestra Velocidades de
Corrosión
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1:9
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.
E
electrodo de
referencia
solución
acuosa
m etal
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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1:10
1.3.1 La Serie de Fuerzas Electromotrices
Tabla 1-2 6
La Serie Electromotriz a 25°C (77°F)
(también llamada Serie FEM)
Electrodo
K+⏐K
Na+⏐Na
Mg++⏐Mg
Al+++⏐Al
Zn++⏐Zn
Fe++⏐Fe
Pb++⏐Pb
Fe+++⏐Fe
H 1, H2⏐M* (ESH)
+
KCl (sat.), Hg2Cl2⏐Hg (ECS)
Cu++⏐Cu
I–, I2⏐M
Ag+⏐Ag
Br–, Br2⏐M
+
H , H2O, O2⏐M
Cl–, Cl2⏐M
Au+++⏐Au
F–, F2⏐M
Potencial Standard, Eo
(con respecto al ESH)
Volts
–2.92
–2.71
–2.34
–1.67
–0.76
–0.44
–0.13
–0.04
0.00
(+0.245)**
+0.34
+0.53
Potenciales
Menos Nobles
Potenciales
Más Nobles
+0.80
+1.07
+1.23
+1.36
+1.50
+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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Mecanismos de la Corrosión
1:11
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:
EM = E
n+
o
M
RT a (M )
+
ln (Mo )
nF
a
[1-10]
donde:
EMo
R
T
n
F
(
Mn+ )
a
= potencial del metal en condiciones standard
= constante de los gases (8.31 J/mol – °K)
= temperatura absoluta
= cantidad de electrones transferidos
= 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
(
Mo )
a
= 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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1:12
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
Coef.
de
Potencial
Electrodo de
Solución del
@ 25°C
Temp.
Usos Comunes
Referencia
Electrolito
(V/SHE)
(mV/°C
)
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)
---
KCl Saturado
+0.241(6)
0.66(3)
Agua, laboratorio
---
Agua de mar
–0.80 ±0.1
--UL – unión líquida
Enterrados
Calomelanos (SCE)
Saturados
Zn
Zn
(ZRE)
(ZRE)
–0.79 ±0.1(2)
Solución Salina
(2)
Suelo
US – unión sólida
(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:
o
Et = E 25°C + kt(T–25°C)
[1-11]
donde:
kt = coeficiente de temperatura
Et = potencial de referencia a una temperatura (t)
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1:13
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).
CSE
0.316
SSC(SJ)
SCE
0.256
0.241
SSC(LJ)
0.222
0.06V
0.075V
(SJ) = sólo cloruro de plata sólido
(AgCl) sobre el alambre de plata.
0.80V
SHE
0.0
0.740V 0.725V
1.116V
Xo/X n+
(LJ) = un alambre de plata rodeado
por una solución concentrada de
KCl.
0.316V
ZRE
0.80
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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1:14
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.
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Fe
Fe
1:15
Fe
H+
Fe
O
Fe
Fe
Electron
Path
Fe
Fe++
Electrolyte
O
OH-
Fe
Fe
Fe
Fe
Fe
Fe
Fe
H+
Fe
Fe
H+
O
H+
H+
H+
H+
Cathode
Fe
H+
H+
Fe
Fe
Fe
O
OH-
Anode
Fe
H+
H+
O
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.
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Mecanismos de la Corrosión
1:16
Fe
Fe
Fe
Fe
Fe
Fe
Fe
Fe
Fe
Fe
Fe
Fe
Fe
Fe
H+
Fe
Fe
Fe
Cátodo
Fe++
Fe
Cathode
Fe
Fe
Fe
H+
H+
O
H+
OH-
Anodo
Anode
Fe
O
Fe
OH-
Ho
Fe(OH) 2
H+
H+
H+
Icorr
H+
H+
O
H+
O
H+
H+
H+
OH-
Ho
H+
O
H+
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–
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4OH–
[1-16]
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1:17
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.
Anodo
O
X
I
D
A
C
I
O
N
R
E
D
U
C
C
I
O
N
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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1:18
Icorr
Anodo
O
X
I
D
A
C
I
O
N
Icorr
R
E
D
U
C
C
I
O
N
Cátodo
Electrolito
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.
Ea,oc
Fe
Fe
Fe
Fe
Fe
Fe
Fe
Fe
Fe
Fe
Fe
Fe
Fe
Fe
Fe
Fe
Fe++
OHH+
H+
OH-
O
H+
H+
OH-
Fe
Fe++
H+
Fe
O
H+
Ecell
OH-
A
Fe
Fe
Fe
Fe
Fe
Fe
Fe
Fe
Fe
Fe
Fe++
Fe
H+
O
H+
H+
Ec,oc
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1:19
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.
E celda =
− ΔG o
nF
[1-17]
donde:
Ecelda
n
F
ΔGo
= potencial de la celda de corrosión (volts o joules/coulomb)
= cantidad de cargas transferidas en la reacción de oxidación
= constante de Faraday – 96,500 coulombs de carga
= 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).
Ea,cc
e-
Fe
Fe
Fe
Fe
Fe
Fe
Fe
Anode
Fe
Fe
Fe
Fe++
Fe
Fe
Fe
Fe
Fe
OH-
Fe++
H+
OH-
O
H+
H+
OH-
Fe
H+
H+
Icorr
O
H+
OH-
A
e-
Fe
Fe
Fe
Fe
Cathode Fe
Fe
Fe
Fe
Fe
H+
H+
O
H+
H+
Fe
H+
Ec,cc
Figura 1-17: Celda de Corrosión a Circuito Cerrado
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1:20
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
ΔEp es la variación de potencial debida a la Icorr a través de la
interfase.
donde:
[1-18]
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 =
Para el cátodo:
Ec,cc =
Ea,oc + ΔEp,a
[1-19]
Ec,oc – ΔEp,c
[1-20]
La actividad de la celda de corrosión puede ilustrarse con un diagrama de Evans
(por U.R. Evans 7 ), que compara el potencial con la corriente de corrosión.
Ec,oc
Ep,c
Ecell
Ec,cc
E
Ecell - Polarization
Polarización
Ea,cc
Ep,a
Ea,oc
0
I1
I2
I3
Icorr
Corriente deCurrent
Corrosión
Corrosion
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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1:21
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.
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1:22
Ec,oc
Ec,oc
Ec,cc
Ea,cc
Ec,cc
E
E
Ea,cc
Ea,oc
Ea,oc
Icorr
Icorr
Corriente de corrosión
Corriente de corrosion
(a) Contrl Anodico
(b) Control Mixto
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
where:
Rm = resistance of metal path
between anode and cathode
Vm
Icorr
Rm
Re
Re = resistance of electrolytic path
between anode and cathode
Ve
Vm = voltage drop in metal path
Ve = voltage drop in electrolyte
Ec,cc
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.
entonces:
reemplazando:
se obtiene:
Ec,cc – Ea,cc
= Vm + Ve
Ec,cc – Ea,cc
= VT (caída de potencial total )
[1-21]
Equación 1-19 por Ea,cc y Ecuación 1-20 por Ec,cc
Ec,oc – ΔEp,c – (Ea,oc + ΔEp,a) = VT
Ec,oc – Ea,oc = VT + ΔEp,a + ΔEp,c
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Mecanismos de la Corrosión
1:23
Ec,oc – Ea,oc
pero:
= Ecelda
[1-22]
Ecelda = VT + ΔEp,a + ΔEp,c
por lo tanto:
[1-23]
Ec,oc
Ep,c
Ec,cc
E cell
E
VT = V m + V e
Ea,cc
Ep,a
Ea,oc
E cell =
0
I1
I2
I3
Ep,a +
Ep,c + VT
Icorr
Corriente de corrosión
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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Mecanismos de la Corrosión
1:24
Wt =
M
tI corr
nF
[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=
M=
constante de Faraday de aproximadamente 96,500 coulombs M
por peso equivalente del material (donde peso equivalente =
)
n
el peso atómico del metal que se está corroyendo o de la sustancia
que se produce en el cátodo (g)
Si multiplicamos la Ecuación 1-24 por
Wt
t
=
1
, nos queda la siguiente expresión:
t
M
I corr
nF
=
K m I corr
[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.
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Mecanismos de la Corrosión
1:25
Tabla 1-4: Velocidades de Consumo Teóricas de Diversos Metales y Sustancias en términos de AmpereAño
Especies
Reducidas
Especies
Oxidadas
Al
Cd
Be
Ca
Cr
Cu
H2
Fe
Pb
Mg
Ni
OHZn
Al+++
Cd++
Be++
Ca++
Cr+++
Cu++
H+
Fe++
Pb++
Mg++
Ni++
O2
Zn++
Ejemplo:
Peso
Molecul
ar, M
(g)
26.98
112.4
9.01
40.08
52.00
63.54
2.00
55.85
207.19
24.31
58.71
32.00
65.37
Electrones
Transferido
s (n)
3
2
2
2
3
2
2
2
2
2
2
4
2
Peso
Equivalente,
M/n
(g)
8.99
56.2
4.51
20.04
17.3
31.77
1.00
27.93
103.6
12.16
29.36
8.00
32.69
Velocidad de
Consumo Teórica
(Kg/A-y)
2.94
18.4
1.47
6.55
5.65
10.38
0.33
9.13
33.9
3.97
9.59
2.61
10.7
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.
Wt =
donde:
t =
M =
n =
F =
M
× t × I corr
nF
1 año = 60 s/min × 60 min/h × 8,760 h/año = 31.5 × 106 s
55.85 g (de la Tabla 1-4)
2
96,500 coulombs
entonces:
55.85 g × 31.5 × 10 6 s × 1 A
Wt =
2 × 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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Mecanismos de la Corrosión
1:26
I =
Q
t
[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:
Wt
=
M
Qcorr
nF
[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:
Wt
A×t
Como
=
M I corr
×
nF A
[1-29]
I corr
es igual a la densidad de la corriente de corrosión (icorr ), entonces:
A
Wt
A×t
=
M
icorr
nF
[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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Mecanismos de la Corrosión
1:27
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.
rcorr =
M icorr
×
×t
nF d
[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
n = 2
F = 96,500 coulombs
entonces: rcorr =
icorr = 10-4 A/cm2
d = 7.87 g/cm3
55.85g × 31.5 × 10 6 s/año × 10 -4 A/cm 2
2 × 96,500 coulombs × 7.87g/cm 3
rcorr = 3.68 x 10 −9
cm
s
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.
rcorr = 3.68 x 10 −9
mm
mm
s
cm
x 10
x 3.15 x 10 7
= 1.16
cm
año
año
s
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.
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1:28
Tabla 1-5: Equivalencia Electroquímica y de Densidad de Corriente con la Velocidad de Corrosión
Metal/Aleación
Elemento/
Estado de
Oxidación
Densidad
(g/cm3)
Peso
Equivalente
(gm)
Fe/2
Ni/2
Cu/2
Al/3
Pb/2
Zn/2
Sn/2
Ti/2
Zr/4
7.87
8.90
8.96
2.70
11.3
7.14
7.26
4.51
6.52
27.93
29.36
31.77
8.99
103.6
32.7
59.35
23.93
22.81
Metales Puros
Hierro
Níquel
Cobre
Aluminio
Plomo
Zinc
Estaño
Titanio
Zirconio
Velocidad de Penetración
Equivalente a 1 µA/cm2[1]
10-3
(mpy)
mm/año[2]
0.463
0.431
0.463
0.435
1.20
0.598
1.07
0.69
0.457
11.5
10.8
11.6
10.87
29.9
14.95
26.7
17.3
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.
Ecorr
e-
Fe
Fe
Fe
Fe
Fe
Fe
Fe
AAnodo
node
Fe
Fe
Fe
Fe
Fe
Fe
Fe
OH-
Fe++
H+
OH-
O
H+
H+
OH-
Fe
Fe++
H+
H+
Fe
Icorr
O
H+
OH-
A
e-
Fe
Fe
Fe
Fe
Cátodo
Cathode
Fe
Fe
Fe
Fe
Fe
Fe
H+
H+
H+
O
H+
H+
Figura 1-22: Medición del Potencial de Corrosión con Respecto a un Electrodo de Referencia
Remoto
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Mecanismos de la Corrosión
1:29
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.
Ec ,oc
Ec,p
Ecorr
E
Ea,p
Ve - x
x
Ve
Ea ,oc
I1
0
I2
I3
Icorr
Corriente de Corrosión
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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Mecanismos de la Corrosión
1:30
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.
Ecorr
Electrodo de
referencia
120o
d
4d
-550mV -490mV -600mV -500mV -550mV -500mV -585mV -450mV -620mV -450mV -590m V -510mV
A
C
A
C
A
A
C
C
A
C
A
C
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.
Im
Ecorr
Re,1
Eh,1
holiday 1
Re,2
Re,3
Eh,2
holiday 2
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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1:31
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:
E corr = E h2 +
donde:
ΔE
[ R e,2 R e,3 + R h2 (R e,1 + R e,2 + R e,3 ) ]
R′
[1-32]
10
ΔE =
Eh1 =
Eh2 =
R′ =
Rh =
Eh1 – Eh2
potencial del holiday 1
potencial del holiday 2
(Rh1 + Rh2 + Re,3) (Re,1 + Re,2 + Re,3) – Re,32
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
E corr =
donde:
E h1 R 2 + E h2 R 1
RT
[1-33]
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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1:32
V
h2 – disbonded coating
h1
(No holiday)
Dado:
Eh1 = –900 mVCSE
Eh2 = –500 mVCSE
ρsoil = 104 Ω-cm
Em =
donde
dh1
dh2
ρctg
= 1 cm
= 1m2 = 104 cm2
= 1010 Ω-cm
tctg = 0.1 cm
dref = 2 cm
E h1 R 2 + E h 2 R 1
RT
RT
= Re1 + Re2 + Rh1 + Rh2
ρ s 10 4 Ω − cm
=5 x10 3 Ω
R h1 = =
2d
2cm
R h2 =
ρ ctg t ctg
Ah2
R e,1 = R e , 2 =
=
1010 Ω − cm x 0.1 cm
=10 5 Ω
10 4 cm 2
ρs
10 4 Ω − cm
=
= 2.5 x 10 3 Ω
2d ref
2 x 2 cm
R 1 = R h1 + R e1 = 5 x 10 3 Ω + 2.5 x 10 3 Ω = 7.5 x 10 3 Ω
R 2 = R h 2 + R e 2 = 10 5 Ω + 2.5 x 10 3 Ω = 102.5 x 10 3 Ω
Em =
=
92.3x102.5x10 3 +3.75x10 6
112.5x10 3
92.3 x 10 6 + 3.75 x 10 6 96.05 x 10 6
=
112.5 x 10 3
112.5 x 10 3
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1:33
E m = − 854 mVCSE
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
Ec,oc
Ec,p
E
Ea,p
Ea,oc
0
Icorr
Corriente de corrosión
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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1:34
Ec,oc
'
Ec,oc
Ec,p
'
cathode depolarization
despolarización
del cátodo
Ec,p
E
anode
depolarization
despolarización
del ánodo
Ea,p
E'a,p
Ea,oc
E'a,oc
Icorr
0
Icorr
'
Corriente
de corrosión
Corrosion
Current
Figura 1-27: Efecto de la Despolarización en el Ánodo y el Cátodo
Esta figura muestra los efectos de la despolarización tanto en el ánodo como en el
cátodo, si bien pueden darse en forma independiente. La despolarización en el
ánodo 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 la velocidad de transferencia de cargas a
través de la interfase dan por resultado la despolarización. Un aumento en la
concentración 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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1:35
E'c,oc
Ec,oc
Ec,p
'
Ec,p
E
increased
aumento [de
H+H+
]
aumento ade
la aireación
increased
eration
aumento ade
la agitación
increased
gitation
aumento tde
la temperatura
increased
emperature
aumento sde
la superficie
increased
urface
area
aumento ide la iac
increased
ac
E'a,p
Ea,p
Ea,oc
Icorr
0
Icorr
'
Corriente de corrosión
Corrosion Current
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).
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1:36
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.
Ec,oc
Ec,p
E
Ec,p
'
Ea,p
E'a,p
Ea,oc
E'a,oc
Icorr
'
Icorr
0
de+ ]H+
el acero)
inaumento
creased [H
(for(para
steel)
increased
emperature
aumento tde
la temperatura
increased
Cl-]Claumento [de
increased
aumento agitation
de la agitación
increased
urface
area
aumento sde
la superficie
increased
ac la iac
aumento ide
Corrosion
Current
Corriente
de corrosión
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.
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Ec,oc
E'c,oc
E
Ec,p
'
E'a,p
E'a,oc
Ec,p
Ea,p
Ea,oc
I'corr
0
Icorr
Corrosion
Current
Corriente
de corrosión
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.
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1:38
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.
aumento de OH-,
aumento de pH
increased [OH-], increased pH
disminución de la aireación
decre
ased
aer
ation
disminución de la agitación
decreased agitation
disminución de la temperatura
rature
decreased tempe
disminución
de la superficie
face
decreased
area
aumento
de sur
iones
que
forman películas
Ec,oc
Ec,oc
'
increased film forming ions
E
Ec,p
'
Ec,p
Ea,p
E'a,p
Ea,oc
Icorr
'
0
Icorr
Corriente
de Current
corrosión
Corrosion
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.
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1:39
Ec,oc
Ec,p
'
E
E'a,p
Ec,p
Ea,p
E'a,oc
aumento[OH
de OH-,
aumento pH
de pH
-], increased
increased
disminución
de
la
agitación
decreased agitation
disminución de la temperatura
temperature
decreased
disminución de la superficie
decreased surface area
aumento de iones pasivantes
passivating ions
increased
aumento de las concentraciones de Mn+
increased Mn+ concentrations
Ea,oc
Icorr
'
0
Icorr
Corriente
de corrosión
Corrosion
Current
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.
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1:40
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.
Ec,oc
disminuciónmoisture
de la humedad
decreased
disminucióntemperature
de la temperatura
decreased
aumento demetal
la resistenca
del paso metálico
increased
path resistance
disminuciónion
de la
concentración de iones
decreased
concentration
Ec,p
'
E
Ec,p
VT'
VT
Ea,p
E'a,p
Ea,oc
I'corr
0
Icorr
Corriente
deCurrent
corrosión
Corrosion
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 135.
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1:41
10 7
200,000
10 6
160,000
Red Clay
Top Soil
120,000
Saturated Sand
Sandy Loam
10 5
80,000
Silt
10 4
40,000
Clay
0
4
8
12
16
20
24
26
Humedad como Porcentaje por Peso de Suelo Seco
10 3
-15
-10
-5
0
5
10
15
Temperatura, oºC
Temperature,
C
Figura 1-34: Resistividad del Suelo vs.
Concentración de Humedad
Figura 1-35: Resistividad Típica vs. Temperatura para Tres
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.
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Mecanismos de la Corrosión
1:42
Ec,oc
aumento de la humedad
aumento
demoisture
la temperatura
increased
aumento
detemperature
la concentración de iones
increased
disminución
de concentration
la resistencia del paso
increased ion
metálico
decreased metal path resistance
Ec,p
E
Ec,p
'
VT'
VT
Ea,p E'a,p
Ea,oc
Icorr Icorr
'
0
Corriente
deCurrent
corrosión
Corrosion
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.
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1:43
Ec,oc
Ec,oc
'
E EMF'
Ec,p
'
Ec,p
E'a,p
E'a,oc
Ea,p
Ea,oc
I'corr
0
Icorr
Corriente
de corrosión
Corrosion
Current
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 138.
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1:44
Ec,oc
Ec,oc
'
E
Ec,p
Ec,p
'
E'a,p
Ea,p
E'a,oc
Ea,oc
Icorr
'
0
Icorr
Corriente
de corrosión
Corrosion
Current
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.
Eoc
Rp
Re
donde:
where:
Cdl = capacitancia de doble capa
2
C(1-200
dl = double
) capacitance
µ F/cmlayer
2)
(1-200
µ
F/cm
Rp = resistencia de polarización
4
2
(1-10 Ω−cm )
resistance
p = polarization
Re = R
resistencia
de la superficie de
4 Ω-cm2)
(1-10
acero
al terreno remoto
of steel(volts)
surface
Rdiferencia
e = resistance
de potencial
EOC =
to remote earth
acero
steel
Cdl
suelo (electrolito)
soil (electrolyte)
Eoc = potential difference (volts)
Figura 1-39: Modelo de Circuito Eléctrico de Randle para una Interfase Metal/Electrolito
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1:45
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.
(Reducción: H+ + eCATODO
(O + 2H O + 4e2
2
Rp
C dl
Icorr
H o)
4OH- )
Re
Icorr
Ec,p
suelo (electrolito)
acero
Ea,p
Icorr
Icorr
Rp
C dl
ANODO (Oxidación: Feo
Fe++ + 2e- )
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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1:46
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.
A
C
A
C
A
Corrosión Uniforme – los ánodos y
cátodos
cambian
de
ubicación,
produciendo una pérdida generalizada de
metal (por ej., corrosión atmosférica).
Figura 1-41a
C
C
A
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
C
C
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).
A
Figura 1-41c
servicio
cobre
copper de
service
C
tuboiron
de
pipe
hierro
A
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).
Figura 1-41d
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falla por
tensión
1:47
falla por
fatiga
Fractura Inducida por el Medioaparece 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).
Figura 1-41e
Normalmente el interior de las
fracturas es anódico con respecto a las
paredes de la misma.
copos de grafito & productos
de la corrosión del hierro
A
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).
Figura 1-41f
flujo turbulento
A
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).
Figura 1-41g
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1:48
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.
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1:49
Volts versus saturated calomel reference electrode
(Active)
-1.6
-1.4
-1.0
-1.2
-0.8
-0.6
-0.4
-0.2
(Noble)
0.2
0
Graphite
Platinum
Ni-Cr-Mo alloy C
Titanium
Ni-Cr-Mo-Cu-Si alloy G
Nickel-iron-chromium alloy 825
Alloy 20 stainless steels, cast and wrought
Stainless steel-types 316, 317
Nickel-copper alloys 400, K-500
Stainless steel - types 302, 304, 321, 347
Silver
Nickel 200
Silver-bronze alloys
Nickel-chromium alloy 600
Nickel-aluminum bronze
70-30 copper nickel
Lead
Stainless steel - type 430
80-20 copper-nickel
90-10 copper-nickel
Nickel silver
Stainless steel - types 410, 416
Tin bronzes (G & M)
Silicon bronze
Manganese bronze
Admiralty brass, aluminum brass
50Pb-50Sn solder
Copper
Tin
Naval brass, yellow brass, red brass
Aluminum bronze
Austenitic nickel cast iron
Low-alloy steel
Low-carbon steel, cast iron
Cadmium
Aluminum alloys
Beryllium
Zinc
Magnesium
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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1:50
Experimento 1-1
Demostrar la Polarización en una Celda de Corrosión
Vm
A
E Cu
cobre
acero
E Fe
Ve
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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1:51
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 semilogarítmico, 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)
Paso
Estado
EFe
C,D,E
F
G
H
ECu
Caída de Potencial
(mV)
Vm
Ve
Icorr
Calc.
Calc.
(µA)
EFe – ECu
Vm + Ve
0C
10 kΩ
1 kΩ
100 Ω
I
10 Ω
J
0
K
Ecorr
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1:52
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.
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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.
I corr =
E a,p − E c,p
Ra + Rc
[2-1]
donde:
Icorr =
Ea,p =
Ec,p =
Ra =
Rc =
Corriente de corrosión (A)
Potencial del ánodo polarizado (V)
Potencial del cátodo polarizado (V)
Resistencia del ánodo al electrolito (Ω)
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
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donde:
2:2
Ia = Corriente anódica (A)
Ic = Corriente catódica (A)
Ea,p
Ia
Ec,p
Ic
Rc
Ra
I a = I c = I corr
I corr =
E a,p − E c,p
Ra + Rc
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.
ICP
E CP
Ea,p
RCP
Ia
Ic
Ec,p
Ra
Ia = Ic - ICP
ICP
Figura 2-2: Aplicación de Corriente de PC
Ia = Ic – ICP
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[2-3]
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donde:
2:3
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
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2:4
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 sobreprotección.
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2:5
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 estructuraelectrolito. 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
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2:6
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
donde:
Emed =
Ecorr =
ηc =
VIR =
[2-4]
Potencial medido (V)
Potencial de corrosión (V)
Polarización (V)
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.
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2:7
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.
H. D. Holler, “Studies on Galvanic Couples,” Journal of Electrochemical Society, vol. 97, (1950): pp. 277282.
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.
9
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2:8
O LP E
HO F F M AN
S H A RO N
E LK I NS
M E AD O W D N
M AP LE
C A RO N
B ET HUNG R A
MO O M BA
T W I N FALLS
T ILDEN
0
0.2
0.4
0.6
0.8
1
1 .2
-Eoff, V (C u/C uS O 4 )
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.
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).
13
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2:9
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
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
23, 24 , 25
–1000 mVCSE.
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
Tal vez uno de los principales motivos de desacuerdo entre investigadores con
respecto 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.
2.2.2 Criterio de 100 mV de Polarización
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).
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2:10
En la Sección 6.2.2.1.3, el Standard de NACE RP0169 también establece un criterio
de polarización para la protección adecuada en estructuras de acero:
Un mínimo de 100 mV de polarización catódica entre la superficie de la
estructura y un electrodo de referencia estable en contacto con el electrolito.
Para satisfacer este criterio, puede medirse tanto la formación como el
decaimiento de la polarización. 31
La base teórica para entender el criterio de desplazamiento por polarización parte de
la 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.
Además de confirmar el criterio de –850 mVCSE, el trabajo experimental de Ewing
respaldó 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 25, 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.
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MOOMBA
BETHUNGRA
TWIN FALLS
MEADOW DN
CARON
TILDEN
OPLE
ELKINS
MAPLE
HOFFMAN
SHARON
0
25
50
75
100
125
150
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
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°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
36
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.
37
Standard DIN 30676, “Design and Application of Cathodic Protection of External Surfaces,” (October
1985).
38
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.
39
John Morgan, Cathodic Protection, 2nd Ed. (Houston, TX: NACE, 1987), pp. 37, 152-175, 205, and 254258.
40
Karl P. Fischer, “Cathodic Protection is Saline Mud Containing Sulfate Reducing Bacteria,” MP, vol. 20,
no. 10 (1981): pp. 41-46.
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2:13
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
41
R. 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).
42
J. 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.
43
G. 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).
44
J. Devay, et. Al., “Electrolytic AC Corrosion of Iron,” Acta Chimica, 52 (1967), pp. 65-66.
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2:14
resistencia a tierra de un disco circular y con la ecuación para la superficie de un
disco, obtenemos la Ecuación 2-5. 45,46
Vac =
donde:
i ac ρ π d
8
[2-5]
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 = iA
Resistencia a Tierra de un Disco Circular
R=
ρ
2d
πd 2
4
Superficie
A=
Voltaje AC Tubería-Tierra
Vac = IR
Vac =
Vac =
Vac =
i ac Aρ
2d
iacπd 2 ρ
i ac πdρ
8
4(2d )
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
46
Ibid 41
W. Prinz, “AC Induced Corrosion on Cathodically Protected Pipelines,” UK Corrosion 92, vol. 1, (1992).
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AC, sobre la base de un voltaje AC específico, la resistividad del suelo y el tamaño
del holiday.45
1000
100
15
Max. Safe Voltage for Personnel Safety (15V)
10
6
1
0
0.1
1
10
2
Holiday Area (cm )
100
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
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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 2-2), sí ofrecen criterios de potencial específicos para varios tipos de
metales. 48
Tabla 2-1: Criterios de Potencial del Standard Británico BS 7361
Material
Potencial, CSE
Potencial,
Suelos y
Plata-Cloruro de Plata
Agua Dulce
Agua de Mar
–850 mV
–800 mV
–950 mV
–900 mV
–600 mV
–550 mV
–950mV
–900 mV
–1200 mV
–1150 mV
–500 a –650 mV
–450 a –600 mV
Hierro y Acero
Medio aeróbico
Hierro y Acero
Medio anaeróbico
Plomo
Aluminio
No exceder los
Aleaciones de Cobre
47
NACE Standard RP0169-02, “Control of External Corrosion on Underground or Submerged Metallic
Piping Systems,” (Houston, TX: NACE, 2002), pp. 12-17.
48
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).
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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 Ωm
–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
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 –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
49
NACE Standard RP0169-02, “Control of External Corrosion on Underground or Submerged Metallic
Piping Systems,” (Houston, TX: NACE, 2002), p. 12-17.
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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
50
R. 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.
51
J. 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.
52
J. 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).
53
R. A. Gummow, “Cathodic Protection Potential Criterion for Underground Steel Structures,” MP, 32, 11
(1993): p. 21-30.
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2:20
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.
54
NACE Standard RP0169 (latest revision), “Control of External Corrosion on Underground or Submerged
Metallic Piping Systems,” (Houston, TX: NACE, 2002), p. 12-17.
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2:21
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
55
W. 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.
56
CP 4–Cathodic Protection Specialist Course Manual, (Houston, TX: NACE, 2002), p. 1:25-1:27, 3:4-3:14, 3:183:33, and 8:34-8:35.
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2:22
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
57
T. 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).
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2:23
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.
58
R. R. Fessler, A. J. Markworth, and R. N. Parkins, “Cathodic-Protection Levels Under Disbonded
Coatings,” CORROSION/82, paper no. 118, (Houston, TX: NACE, 1982).
59
F. M. Song et.al., “Corrosion Under Disbonded Coatings Having Cathodic Protection,” MP, 42, 9 (2003):
p. 24-26.
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2:24
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.
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E H/H+
io H2/H+ (Fe)
E
E corr
icorr
E Fe/Fe++
io Fe/Fe++
log CP Current
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.
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Ec,oc
Cathode Polarization
Ecell
E
Ec,p
Ec,c
Ecorr
Ea,p
Ea,oc
Anode Polarization
Icorr
log CP Current
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.
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2:27
Ec,oc
E
Ec,p
Ecorr
Ea,p
E'a,p
E'c,p
Ea,oc
Icp
I'corr
Icorr
I'c
log CP Current
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
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2:28
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:
ó
Electrólisis del agua:
2H2O + O2 + 4e− → 4OH−
[2-8]
2H2O + 2e− → H2 + 2OH−
[2-9]
Las Ecuaciones 2-10 y 2-11 muestran estas reacciones en condiciones ácidas.
Reducción de oxígeno:
o
4H+ + O2 + 4e− → 2H2O
Reducción del ion hidrógeno: 2H+ + 2e− → H2
[2-10]
[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),
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2:29
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.
62
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.).
63
T. 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).
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2:30
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
⎛ i ⎞
⎟⎟
⎝ io ⎠
η a = ± β log ⎜⎜
donde:
ηa =
β =
i =
io =
[2-12]
polarización de activación (V)
pendiente de polarización (V)
densidad de corriente (mA/cm2)
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.
ηc =
64
⎛i −i⎞
2.3 R T
⎟⎟
log ⎜⎜ L
nF
⎝ iL ⎠
[2-13]
Mars G. Fontana, Corrosion Engineering, Third ed. (New York, NY: McGraw-Hill, 1986), p. 19-21 and
454-462.
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donde:
ηc =
R =
T =
n =
F =
iL =
i =
2:31
polarización por concentración (V)
constante universal de los gases (8.3145 J/mol °K)
temperatura (°K)
cantidad de electrones transferidos (equival./mol)
constante de Faraday (96,500 coulombs/equival.)
densidad de corriente límite (A/cm2)
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
iL
donde:
iL =
D =
n =
F =
CB =
x =
B
=
D n F CB
x
[2-14]
densidad de corriente límite (A/cm2)
coeficiente de difusión (cm2/s)
cantidad de electrones transferidos
constante de Faraday (96,500 coulombs/equival.)
concentración de reactivos en la solución. (mol/cm3)
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.
65
Mars G. Fontana, Corrosion Engineering, Third ed. (New York, NY: McGraw-Hill, 1986), p. 19-21 and
454-462.
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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%.
-0.2
-0.3
-0.4
Oxygen Reduction
(activation control)
-0.5
-0.6
20% O 2
-0.7
-0.8
Argon
Saturated
Oxygen Reduction
(conc. control)
-0.9
Water Electrolysis
(activation control)
1.0
-1.1
Hydrogen
Evolution
-1.2
-1.3
-1.4 10 7
10- 6
10- 5
10- 4
10- 3
10- 2
Current Density, A/cm2
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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.).
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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
Volts/década
Pendiente de Tafel
β
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.
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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.
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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.
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Tabla 2-6: Factores que Controlan la Densidad de Corriente Límite, iL
Cambio en la Densidad de
Corriente Límite
Factor
Cambio del Factor
Anódico
Catódico
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
Cambio del Factor
Anódico
Catódico
Reacción específica
---
---
---
Superficie reactiva
---
---
---
Películas
superficiales
aumento
aumento
aumento
Temperatura
aumento
disminucion
disminucion
66
John M. West, Basic Corrosion and Oxidation, Second ed. (Chichester, West Sussex, England: Ellis
Horwood Ltd, 1986), p. 92-94.
67
R. L. Bianchetti, ed., Control of Pipeline Corrosion, Second ed. (Houston, TX: NACE, 2001) p. 90, 166173, 308-310, and 315-317.
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2:38
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 211, 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.
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Es,oc
2:39
E's,oc
more O2
E
Potential Criterion
E's,p
Es,p
E's,cp
Es,cp
Icorr
Icp I'
corr
I'cp
log I
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
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2:40
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.
Es,oc
Es,p
E
E''s,cp
E's,cp
Potential Criterion
Es,cp
Turbulent
>>V
>V
Icorr
Icp I'cp I''cp
log I
Figura 2-12: Efecto del Aumento de la Agitación
Reacting
Surface
Reacting
Surface
Laminar
Flow
Turbulent
Flow
Figura 2-13: Flujo Laminar vs.Flujo Turbulento
2.3.3.3
Temperatura
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2:41
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.
E's,oc
Es,oc
E
Es,p
Potential Criterion
increasing
Temp.
E's,p
E's,cp
Es,cp
Icorr
Icp I'corr
I'cp
log I
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
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2:42
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).
[H ][OH ]
K =
+
e
donde:
Ke =
[H+] =
[OH−] =
[H2O] =
[H 2 O]
−
[2-17]
constante de equilibrio
concentración de iones hidrógeno (moles/litro)
concentración de iones oxhidrilos (moles/litro)
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–]
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[2-18]
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2:43
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.
[ ]
⎡ 1 ⎤
pH = − log H + = log ⎢ + ⎥
⎣H ⎦
[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
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2:44
[OH−]
pH
[H+]
0
10 0 (1)
10 −14
1
10
10
2
10
−1
−2
10 −12
10 −3
3
10 −11
10 −4
4
10 −10
10 −5
5
10 −9
10 −6
6
7
10 −7
8
10
9
10
10 −8
10 −7
−8
10
−9
10 −4
10 −11
11
10 −3
10 −12
12
10 −2
10 −13
13
10 −1
10 −14
14
Neutro
−6
10 −5
10 −10
10
Muy Ácido
−13
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.
E's,oc
Es,oc
decreasing
pH
E
E's,p
Es,p
E's,cp
Potential Criterion
Es,cp
Icorr
I'corr Icp
I'cp
log I
Figura 2-15: Efecto de la Disminución del pH
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2.3.3.5
2:45
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).
ηa
donde:
⎛ I ⎞
⎜ ⎟
= − β log ⎜ A ⎟
⎜ io ⎟
⎜ ⎟
⎝ ⎠
[2-20]
A = superficie
Si reacomodamos esta ecuación, nos queda que:
⎛ I ⎞
⎟⎟
η a = − β log ⎜⎜
⎝ io A ⎠
[2-21]
Si sacamos el logaritmo del numerador y del denominador por separado y
multiplicamos por β, obtenemos
ηa =
− βlog(I ) + βlog (i o A)
[2-22]
Ahora, como el último término de la derecha está constituido por constantes en
un caso específico,
ηa =
donde:
− βlog (I ) + k
k = β log (i o A )
[2-23]
[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
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Sistemas de Protección Catódica
2:46
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.
E's,oc
Es,oc
incr.
area
E
E's,p
Es,p
E's,cp
Potential Criterion
Es,cp
Icorr
I'corr Icp
I'cp
log I
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.
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2:47
Es,oc
E's,p
E
Es,p
Potential Criterion
icorr
'
E's,cp
Es,cp
icorr i'cp icp
log i
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
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2:48
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
12
I = 38 µA/cm2
11
10
9
8
7
6
6
5
4
4
3
3
2
0.1
2
1
10
Distance from Steel Surface (mm)
*Variation of pH with the distance from the steel surface cathodically
polarized at 38 microamp/sq.cm in 3% NaCl solution with various
bulk pH
68
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.
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2:49
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
69
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.).
70
Komei 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.
71
R. L. Bianchetti, ed., Control of Pipeline Corrosion, Second ed. (Houston, TX: NACE, 2001), p. 90, 166173, 308-310, and 315-317.
72
Neil 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).
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2:50
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
H2CO3 ↔ H+ + HCO3¯
HCO3¯ ↔ H+ + CO3-2
(ácido carbónico)
[2-25]
(ion bicarbonato)
[2-26]
(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
73
John Morgan, Cathodic Protection, 2nd Ed. (Houston, TX: NACE, 1987), p. 37, 152-175, 205, and 254-258.
R. L. Bianchetti, ed., Control of Pipeline Corrosion, Second ed. (Houston, TX: NACE, 2001), p. 90, 166173, 308-310, and 315-317.
75
Francis L. LaQue, Marine Corrosion: Causes and Prevention, (New York, NY: John Wiley & Sons, 1975),
p. 104-109.
76
William 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.
74
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OH¯ + HCO3¯ → H2O + CO3–2
CO3–2 + Ca+2 → CaCO3 ↓
Mg+2 + OH¯ → Mg(OH)2 ↓
2:51
(ion carbonato)
[2-28]
(carbonato de calcio)
[2-29]
(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
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2:52
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
77
W. 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.
78
CP 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.
79
Ed 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).
80
R. 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.
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2:53
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%
2830 A-h/kg
2530 A-h/kg
(1280 A-h/lb)
(1150 A-h/lb)
3.10 kg/A-año
3.46 kg/A-año
(6.83 lb/A-año)
(7.63 lb/A-año)
Capacidad – mar
Velocidad de consumo –
mar
2180 A-h/kg
Capacidad – lodo
--(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
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2:54
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
Substitute seawater, 2 oC
1200
1.08 V
1.100 V
1.110 V
1100
1.110 V
1.09 V
1.09 V
1000
Substitute seawater,
37 weeks, 25-28 oC
900
Saline mud,
lab, 4 mos.
Saline mud, 2 yr.,
free-running
1.080 V
800
Conditions:
1. Potentials: negative volts to
Ag-AgCl
2. At low density, each point
is average of 3 specimens
1.100 V
700
1.120 V
600
5
10
20
30
50
70
100
200
300
600 800
Anode Current Density, mA/ft 2
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
82
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).
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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
83
W. 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.
84
R. F. Crundwell, “Sacrificial Anodes – What is in Them and Why,” CORROSION/82, paper no. 166,
(Houston, TX: NACE, 1982).
85
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,
September 15-17, 2003).
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2:56
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
86
W. 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.
87
CP 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.
88
ASTM 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.
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2:57
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
Potencial nominal
suelo/agua dulce
-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
89
W. 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.
90
R. F. Crundwell, “Sacrificial Anodes – What is in Them and Why,” CORROSION/82, paper no. 166,
(Houston, TX: NACE, 1982).
91
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,
September 15-17, 2003).
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600
1320
1210
500
1100
990
880
400
Mg - 6% Al - 3% Zn Alloy
770
660
300
550
200
440
330
220
100
110
0
10
20
30
40
50
60
2
Anode Current Density (approx. mA/sq.ft. or µA/cm )
80
0
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
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2:59
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
92
W. 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.
93
CP 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.
94
R. F. Crundwell, “Sacrificial Anodes – What is in Them and Why,” CORROSION/82, paper no. 166,
(Houston, TX: NACE, 1982).
95
George W. Kurr, “Zinc Anodes – Underground Uses for Cathodic Protection and Grounding,” MP, 18, 4
(1979): p. 34-41.
96
ASTM Standard B 418-01, “Standard Specification for Cast and Wrought Galvanic Zinc Anodes,” (West
Conshokocken, PA: ASTM, 2002).
97
MIL-A-18001K, “Military Specification Anodes, Sacrificial Zinc Alloy,” Department of Defense, December
16, 1991, p. 4.
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Tabla 2-11: Aleaciones de Ánodos de Zinc
Elemento
Alta
Corriente
Mil Spec
ASTM B-418-01
Alta Pureza
A-18001K
Tipo I
Tipo II
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
98
W. 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.
99
R. F. Crundwell, “Sacrificial Anodes – What is in Them and Why,” CORROSION/82, paper no. 166,
(Houston, TX: NACE, 1982).
100
George W. Kurr, “Zinc Anodes – Underground Uses for Cathodic Protection and Grounding,” MP, vol.
18, no. 4 (1979): p. 34-41.
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2:61
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
101
ASTM Standard B 418-01, “Standard Specification for Cast and Wrought Galvanic Zinc Anodes,” (West
Conshokocken, PA: ASTM, 2002).
102
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).
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.
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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.
Esc,oc
Es,corr
E
Esc,p
Esa,oc
Esa,p
Ecpc,oc
Es,cp
Ecpc,p
Ecpa,corr
Ecpa,oc
Ea,cp
Ecpa,p
Icpa,corr Is,corr
Icp
log I
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.
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Es,corr
ηs
E
2:63
Es,corr
Es,p
Es,p
ηa
Ecp
Ea,p
Ea,corr
IR = Ecp
Ea,p
Ea,corr
Icp
log I
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
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2:64
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
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2:65
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
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2:66
de la oxidación metálica, las Ecuaciones 2-31 a 2-34 representan las reacciones de
oxidación más comunes.
2H2O → 4H+ + O2 ↑ + 4e−
Electrólisis del agua:
Oxidación del ion cloruro:
Oxidación del carbon:
ó
2Cl− → Cl2 ↑ + 2e−
C + 2H2O → 4H+ + CO2 ↑ + 4e−
C + H2O → 2H+ + CO ↑ + 2e−
[2-31]
[2-32]
[2-33]
[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+
Cl2 ↑ + H2O → HCl + HOCl
[2-35]
[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.
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2.4.2.1
2:67
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.
104
R. L. Bianchetti, ed., Control of Pipeline Corrosion, Second ed. (Houston, TX: NACE, 2001), p. 90, 166173, 308-310, and 315-317.
105
NACE Publication 10A196, “Impressed Current Anodes for Underground Cathodic Protection Systems,”
(Houston, TX: NACE International, May 1996).
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2:68
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
106
W. 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.
107
David H. Kroon and Charles F. Schrieber, “Performance of Impressed Current Anodes for Cathodic
Protection Underground,” CORROSION/84, paper no. 44, (Houston, TX: NACE, 1984).
108
CP 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.
109
NACE Publication 10A196, “Impressed Current Anodes for Underground Cathodic Protection Systems,”
(Houston, TX: NACE International, May 1996).
110
Ibid. 104.
111
W. 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.
112
John Morgan, Cathodic Protection, 2nd Ed. (Houston, TX: NACE, 1987), p. 37, 152-175, 205, and 254-258.
113
R. L. Bianchetti, ed., Control of Pipeline Corrosion, Second ed. (Houston, TX: NACE, 2001), p. 90, 166173, 308-310, and 315-317.
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Tabla 2-13: Ánodos Grandes de Corriente Impresa
Grafito
HISI
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)
Suelo/Agua dulce, kg/Aaño
0.5 – 0.9
0.1 – 0.5
(lb/A-año)
(1 – 2)
(0.2 – 1.2)
Relleno de carbón, kg/Aaño
0.1 – 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)
Densidad de Corriente Nominal:
Velocidad de consumo:
Observaciones / Limitaciones:
Evitar:
Evitar:
Bajo pH
Suelos secos
Alto nivel de sulfatos
Alto pH
Temp. > 50° C
Tener en cuenta:
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Alto nivel de sulfatos
Tener en cuenta:
Efecto de puntas
Efecto de puntas
Tratamiento
Fragilidad
Fragilidad
Aleación de cromo haluros
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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
114
BP 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.
115
T. H. Lewis, Jr., Deep Anode Systems: Design, Installation, and Operation, (Houston, TX: NACE
International, 2000), p. 28-32.
116
Thomas H. Lewis, Jr., “End Effect Phenomena,” CORROSION/78, paper no. 163, (Houston, TX: NACE,
1978).
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2:71
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
117
NACE Publication 10A196, “Impressed Current Anodes for Underground Cathodic Protection Systems,”
(Houston, TX: NACE International, May 1996).
118
David H. Kroon and Charles F. Schrieber, “Performance of Impressed Current Anodes for Cathodic
Protection Underground,” CORROSION/84, paper no. 44, (Houston, TX: NACE, 1984).
119
M. A. Warne, “Precious Metal Anodes – The Options for Cathodic Protection,” CORROSION/78, paper
no. 142, (Houston, TX: NACE, 1978).
120
Cathodic Protection – Theory and Data Interpretation Course Manual, (Houston, TX: NACE, 1998), p.
6:25-6:28.
121
M. A. Warne and P. C. S. Hayfield, “Platinized Titanium Anodes for Use in Cathodic Protection,” MP,
vol. 15, no. 3 (1976): p. 39-42.
122
A. 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).
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2:72
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
123
Ibid. 115
M. A. Warne and P. C. S. Hayfield, “Platinized Titanium Anodes for Use in Cathodic Protection,” MP,
15, 3 (1976): p. 39-42.
125
P. C. S. Hayfield and M. A. Warne, “Variables Affecting Platinized Anodes in Cathodic Protection
Systems,” CORROSION/82, paper no. 38, (Houston, TX: NACE, 1982).
126
NACE Publication 10A196, “Impressed Current Anodes for Underground Cathodic Protection Systems,”
(Houston, TX: NACE International, May 1996).
127
Richard A. Kus, “Advances in Coating Technology,” World Pipelines (November/December, 2002).
124
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2:73
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
83-140
35-40
83-170
83-260
480-610
83-240
(7.7-13)
(3.3-3.8)
(7.7-16)
(7.7-24)
(45-57)
(7.7-22)
20
20
20
15
15
15
Densidad de
Corriente, A/m2
(A/ft2)
Vida útil (años)
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
128
Ibid. 123
CerAnode Technologies International, Product Catalog, August, 1999.
130
Eltech Systems Corporation, Lida Products Catalogue,
http.//www.lidaproducts.com/catalogue/catframe.htm (November 10, 2003).
129
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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.
131
NACE Publication 10A196, “Impressed Current Anodes for Underground Cathodic Protection Systems,”
(Houston, TX: NACE International, May 1996).
132
Tyco Adhesives, Reychem AnodeFlex 500, http://tycoadhesives.com/site/pdf/DCANODEFLEX_500.pdf
(November 10, 2003).
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2:75
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.
Ecpa
IRcpa
η cpa
Ecpa,p
Ecpa,corr
E
Egal
ηs
Es,corr
Es,p
Erect
IRs
Es
Icp
log I
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.
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2:76
carbon
particle
Anode
Surface
Ionic Current
Electronic Current
Electrolyte
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
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2:77
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
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2:78
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.
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2:79
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
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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
EAC
IAC
B
A
C
D
IDC
EDC
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, 166173, 308-310, and 315-317.
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AC 3 Phase Supply
Grounded Shield
Between Primary
and Secondary
Windings
Step Down Transformer
with Voltage Adjusting
Taps on Secondary
Windings
Bridge Connected
Rectifier Stack
Arrow head indicates
direction of unidirectional
current flow through
element
Ground
Connection
for Rectifier
Cabinet
To Pipeline or
Protected 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
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2:82
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, 166173, 308-310, and 315-317.
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I1
1
2
O2
O1
4
3
I2
Figura 2-27: Puente de Rectificación Monofásico de Onda Completa
V or I
t
AC Input
V or I
t
DC Output
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)
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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.
A
P
N
P
N
G
C
SCR
VAC
A
P
N
P
N
C
I
G
VGC
VAC
A
P
N
P
N
G
VGC
SCR
Forward Biased-Conducting
C
SCR
Reverse Biased-Non-conducting
Figura 2-29: Rectificador Controlado por el Diodo de Silicio (SCR)
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2:85
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).
I1
G
1
2
O2
O1
4
G 3
I2
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
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2:86
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.
VIN
t
Input Voltage
VO
t
Conduction Angle = 180
o
VO
t
Conduction Angle = 120
o
VO
t
Conduction Angle = 90
o
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
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2:87
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.
Standard Transformer/Rectifier
AC
Input
Low
Frequency
Transformer
w/TAPs
Rectifier
Filter
(if used)
DC
Output
Switching-Mode Rectifier
AC
Input
Primary
Rectifier
Primary
Filter
Solid State
Switch
Transformer
Secondary
Rectifier
Sensing/
Switching
Circuit
Secondary
Filter
DC
Output
Voltage Sense
Figura 2-32: Diagramas de Bloque para Rectificadores Switching y Standard
Fuente:: Emerson Network Power, Switching Power Supplies, http://www.emersonnetworkpowermedical.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
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2:88
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:
•
•
•
•
2.4.6.2
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
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)
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2:89
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.
137
Shell Solar, Solar Panels, http://www.shell.com (November11, 2003).
Siemens, Solar Panels, http://siemenssolar.co.uk (November 11, 2003).
139
Go Solar Company, Solar Panels, http://www.solarexpert.com (November 11, 2003).
140
Go Solar Company, Solar Panels, http://www.solarexpert.com (November 11, 2003).
138
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2:90
Solar
Panels
C.P.
Regulator
Charge
Controller
Batteries
Anodes
Structure
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
141
JATS Alternative Power Company, Wind-driven Generators, http://www.jatsgreenpower.com/windpower.html (November 11, 2003).
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2.4.6.4
2:91
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 ampereshora. 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
142
Go Solar Company, Solar Panels, http://www.solarexpert.com (November 11, 2003).
Donald 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.
143
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2:92
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
144
CP 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.
145
R. L. Bianchetti, ed., Control of Pipeline Corrosion, Second ed. (Houston, TX: NACE, 2001), p. 90, 166173, 308-310, and 315-317.
146
Global Thermoelectric, 8550 Thermoelectric Generator Operating Manual (Calgary, Alberta, Canada:
Global Thermoelectric, 2002).
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2:93
(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
147
Online Fuel Cell Information Center, Fuel Cells, http://www.fuelcells.org (November 11, 2003).
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2:94
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.
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Experimento 2-1
Demostrar el Uso de un Ánodo Galvánico para Mitigar la
Corrosión en una Celda de Acción Local
A
Icorr
Ecu
copper
steel
EFe
A
Magnesium
Anode
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.
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2:96
Parte B
1. Coloque el ánodo de magnesio en la cubeta del lado opuesto a las placas de
acero y cobre. Conecte el ánodo de magnesio a la placa de cobre mediante un
amperímetro y una resistencia de 10,000-ohm.
2. Una vez que se haya estabilizado la corriente (approx. 1-2 min.), mida la
corriente de corrosión (Icorr).
3. Mida la corriente de protección catódica (Ic,p).
4. Mida los potenciales polarizados del acero y del cobre con la celda de
referencia en la misma ubicación que antes.
Parte C
1. Repita la Parte B usando las resistencias listadas en la Tabla de Resultados.
Parte D
1. Conecte el ánodo de magnesio directamente a través del amperímetro a la
placa de cobre (cero resistencia en serie).
2. Permita que la corriente de PC polarice la celda de corrosión, dejándola toda
la noche.
PARTE E
1. Mida la corriente de PC a primera hora de la mañana.
2. Mida el pH sobre las superficies del acero y del cobre (directamente sobre la
superficie), con la corriente de PC encendida.
3. Mida los potenciales polarizados del acero y del cobre con la celda de
referencia en la misma ubicación que antes, con la corriente de PC
encendida.
4. Desconecte el ánodo de magnesio y registre los potenciales a lo largo del
tiempo, a medida que se despolarizan el acero y el cobre.
5. Observe la condición en que se hallan las superficies de acero y cobre.
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RESULTADOS
Condiciones
del Circuito
Eacero
Ecobre
Corriente de
Corrosión
Corriente de
PC
Icorr (mA)
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
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Al DÍA SIGUIENTE: _______Horas con la corriente de PC encendida
Condiciones
Circuito
Condicion
Polarizado
Eacero
Ecobre
Corriente de CP
ICP(mA)
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.
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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.
In
I4
I3
I2
I1
A
Rn
R4
R3
B
R2
R1
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.
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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,e
R1,e
R3,e
R2,e
T/R
I2
I1
I3
I4
R3,p
R2,p
R4,p
R1,p
drain
puntopoint
de drenaje
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 31.
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
Ii =
donde:
1
=
R t,n
R t,n
It
Ri
1
1
1
1
+
+
+
R1
R2
R3
R4
[3-2]
⋅⋅⋅
1
Rn
y:
It = I1 + I2 + I3 + I4 … In
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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.
T/R
ρmoder
tierra de
till
cultivo
ρbaja
R1,e
arcilla
clay
R2,e
ρalta
R3,e
ro
ck
roca
Figura 3-3: Caminos en Paralelo de la Corriente en Suelos Estratificados Verticalmente
ρalta
ρbaja
R4,e
R1,e
R3,e
R2,e
T/R
I3
I2
I1
R2,p
I4
R3,p
R4,p
R1,p
punto de drenaje
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.
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Interferencia
3:4
R i,e = ρ s
L
A x,s
[3-3]
donde:
Ri,e =
ρs =
L =
Ax,s =
resistencia del camino de la corriente (ohm)
resistividad del suelo
longitud del camino de la corriente
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 Ωcm, 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:
ρm
10 -5
10 -6
=
a
ρs
10 3
10 6
ρm
= 10 -8 a 10 -12
ρs
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.
ρm
=
ρs
reemplazando:
entonces:
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A x,m
A x,s
[3-4]
ρm
= 10 -12
ρs
A x,s =
A x,m
10 -12
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Interferencia
3:5
A x,s =
= 1010 m 2
10 -2
10 -12
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.
estructura
metálica
metallic
structure
Is
Is,4
Is,5
Is,3
Is,2
Is
Is,1
R4,e
R1,e
R3,e
R2,e
T/R
I2
I1
I3
R2,p
R1,p
I4
R3,p
R4,p
drain
point
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,
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Interferencia
3:6
formando superficies equipotenciales perpendiculares a los caminos de la
corriente, como muestra la Figura 3-6.
Va,re
9
8
Vx,re
7
6
Va,x
5
4
3
2
1
0
x
CL
distancia
distance
Va,x
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.
Vx,re =
I ρ s ⎡ ⎛⎜ L +
⎢ln
2πL ⎢ ⎜⎝
⎣
L2 + x 2 ⎞⎟⎤
⎥
⎟⎥
x
⎠⎦
[3-5]
donde:
Vx,re = aumento de potencial en la tierra con respecto al terreno
remoto a (x) distancia del ánodo
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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:
Vx,re
10 A × 30 Ω - m ⎡⎢ ⎛⎜ 10 m +
=
ln
⎢ ⎜
2 π 10 m
⎣ ⎝
(10 m )2 + (100 m )2 ⎞⎟⎤⎥
⎟⎥
⎠⎦
100 m
⎡ ⎛ 10 m + 100.5 m ⎞⎤
⎟⎟⎥
= 4.77 ⎢ln ⎜⎜
100
m
⎠⎦
⎣ ⎝
= 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
path
paso de
corriente
equipotential
superficie
surface
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.
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3:8
Ra,re
Rc,a
Terreno
remoto
Rc,p
Rp,re
donde :
Rc,a & Rc,p = resistencias de los cables
Ra,re = resistencia del ánodo al terreno remoto
Rp,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.
A
Ra,re
Rc,a
Icp
Icp
'
Rs,e
Is
Rs
Rc,p
Rs,re
terreno
remote
B remoto
earth
Icp
Rp,re
donde:
where:
Rc,a & Rc,p = resistencias de los cables
Rs,e = resistencia a tierra de un tubo ajeno en una zona de
foreign pipe to earth in
Rs,e = resistance
captación
de corrienteof
vagabunda
Rc,a & Rc,p = cable resistances
Ra,re = resistencia del ánodo al terreno remoto
Ra,re = anode resistance to remote earth R
a stray current pick-up area
= resistencia
de la structure
estructuraresistance
ajena al terreno
remotoearth
= foreign
to remote
Rs,re
Rp.re = R
resistencia
del caño
al terreno
remoto earth
resistance
to remote
p,re = pipe
Rs = resistencia
longitudinal resistance
de la estructura
ajena entre
las
Rs = longitudinal
of foreign
structure
s,re
zonas de between
captación pick-up
y descarga
and discharge sites
Figura 3-9: Modelo de Circuito de Protección Catódica con Estructura Ajena
Interceptando el Gradiente Anódico
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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 310, 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 structure
estructura
metálica
Is
Is
A
Is,4
Is,5
Is,3
Is,2
Is,1
R4,e
R1,e
R3,e
R2,e
T/R
I2
I1
I3
R2,p
Is,1
I4
B
B
R3,p
R4,p
R1,p
drain de
point
punto
drenaje
Figura 3-10: Corriente Vagabunda en una Estructura Metálica Ajena que Intercepta tanto el
Gradiente de Potencial Anódico como el Catódico
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Interferencia
3:10
Rc,a
Icp
Icp
'
A
Ra,re
Is
Rs,e
terreno
remote
remoto
earth
Rs
Rc,p
Rs,p
Icp
Rp,re
Icp
'
B
donde:
where:
resistencia
del tuboofajeno
al tubo
Rs,p =Rs,p
Rc,p
de los cables
c,a &&
= resistance
foreign
pipecon
to cathodically
= cable resistances
RRc,a
R=c,presistencias
protección
catódica
en la
de descarga
protected
pipe
at zona
discharge
area
Ra,re = resistencia
del
ánodo
al
terreno
remoto
rotección catódica en la zona de descarga
Ra,re = anode resistance to remote earth
Rs = longitudinal resistance of foreign structure
Rp,re = resistencia
del tubo
al terreno
resistance
toremoto
remote earth
Rp,re = pipe
between
pick-up
discharge
Rs = resistencia
longitudinal
de laand
estructura
ajenasites
entre
las zonas de captación y descarga
=
resistance
of
foreign
pipe
to
earth
R
s,e a tierra de un tubo ajenoen
Rs,e = resistencia
in a stray current pick-up area
una zona de colección
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.
Rn,e
A
R4,e
R1,e
R3,e
R2,e
Is
T/R
I2
I1
I3
R2,p
I4
B
B
R3,p
R4,p
R1,p
Is
punto
drain point
de drenaje
A
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
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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.
Ra,re
Rc,a
Icp
Rs
Rc,p
Icp
Rp,re
donde:
Rs,re
remote
A terreno
remoto
earth
Is
Rs,p
B
Icp
'
where:
Rc,aR&c,a
Rc,p& =Rresistencias
de los cables
c,p = cable resistances
anode
resistance
to remote
Ra,re = del
Ra,re = resistencia
ánodo
al terreno
remotoearth
pipe
resistance
to remote
Rp,re = del
Rp,re = resistencia
tubo
al terreno
remotoearth
= foreign structure resistance to remote earth
R
Rs,p = foreign structure resistance to cathodically protected
s,re de la estructura ajena al terreno remoto
Rs,re = resistencia
Rs,p = resistencia de
la estructura
a la
estructura
protegida en la zona de
structure
at strayajena
current
discharge
location
descarga de la corriente vagabunda
Rs = longitudinal resistance of foreign pipe between
Rs = resistencia longitudinal
del
tubo
ajeno entre
el terreno remoto y la zona de
location
remote earth
and
discharge
descarga
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:
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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.
+ E
E off
E S/S
- E
E on
B
A
distancia
Distance
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.
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3:13
+Vs t
A
Is
B
Rs,1
Ve
Is
donde:
where:
Ve =
Vs t =
I s Re
I s Rs,1
Is
Ve
+
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.
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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.
70
Al
60
Zn
50
40
30
20
10
14
13
12
Alacalino
11
10
9
8
7
pH
6
5
4
3
2
1
Acido
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.
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3:15
P restre ssin g W ire and Wire Fabric
A ro u n d B ell o r T h icke r Bell Ring
a n d W ire F ab ric
Cement - Mortar Coating
Gro u t Jo in t
A fter Ins tallation
Prestresse d W ire
Steel C ylin d er
C on crete C o re
Rubber Gasket
Steel Bell Ring
Cement Mortar Placed
in Field or Other Protection
Steel Sp ig o t R in g
a. Tubería Revestida Interiormente (Lined Cylinder Pipe)
Cement - Mortar Coating
Grout Joint
After Installation
Concrete Core
Steel Spigot Ring
Prestressed Wire
Rubber Gasket
Cement Mortar Placed
in Field or Other Protection
Steel Cylinder
Steel Bell Ring
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
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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.
H2O
_
_OH OH _
OH
_
_
OH
OH
_
_
_
_
OH
OH
OH OH
H2O
suelo
substrato metálico
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.
juntas sin continuidad eléctrica
Is
Is
I3
Is
Figura 3-19a: Descarga y Entrada de Corriente Vagabunda a través de la Tierra, Sorteando una
Junta Eléctricamente Discontinua
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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.
Remote
Distribution
Transformador
de
distribución
remoto
Transformer
Transformador
de PC de
CP AC Distribution
distribución
de corriente alterna
Transformer
L1
Is,2
Is,2
N
N
T/R
N
L2
L
Is,1
Is
CP de
Dispersor
groundbed
PC
Is
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
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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.
estructura
metálica
(electrones)
O
X
I
D
A
C
I
O
N
Is
Is
tierra
(iones)
Is
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.
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3:19
O
X
I
D
A
C
I
O
N
estructura
metálica
R
E
D
U
C
C
I
O
N
Icp
Is
Icp
Is
tierra
Icp
Is
Icp
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–
2H2O + 4e–
H2
4OH–
[3-8]
+ 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
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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.
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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.
2
Von Baekmann, Schwenk, and Prinz, Cathodic Corrosion Protection, 3rd Edition Gulf Publishing, 1997,
p.538-539.
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3:22
accesorio
isolating
aislante
fitting
I'''
s
I's
I''s
accesorio
isolating
aislante
fitting
T/R
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
pantalla desnuda
Is
Icp
T/R
estructura con protección catódica
Figura 3-24: Uso de un Cable o Tubo Metálico Enterrado como Pantalla para Reducir la Interferencia
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3:23
A
Ra,re
Rsh,e
Icp
Rc,a
Icp
'
Rs,e
Rsh
Rs
Rc,p
Is
Rs,re
terreno
remote
B remoto
earth
Icp
Rp,re
donde:
where:
Rc,a & Rc,p = resistencias de los cables
= resistencia
de la pantalla a tierra
= cable resistances
&sh,Re c,p
Rc,a R
RR
=resistencia
longitudinal
deltocable
sh sh,e
= shield
resistance
earthde la pantalla
Rsh = shield cable longitudinal resistance
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.
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3:24
Test
Station
Estación
de
Medición
Interferringque
Estructura
Structure
interfiere
Is,t
I's
I''s
I's
Icp
I's
Icp
Icp
Icp
I's
I's
I's
I's
Icp
Icp
Interferred-with
Stru cture
Estructura interferida
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.
A
Icp
Ra,re
Is
Rc,a
I'cp
Rs,e
terreno
remote
remoto
earth
I's + Icp,g
Ra,p
Rc,p
I's'
Eg
Rs,p
Rp,re
Icp
Icp,g
B
I'cp
donde:
where:
R & R = resistencias de los cables
= cable resistances
Rc,a &c,aRc,p c,p
Ra,pR=a,p
resistencia
del
ánodo(s)toalthe
tubo
interferente
= anode(s)
resistance
interfering
pipe
Eg = potencial
impulsor
ánodo
galvánico
anodedel
driving
voltage
Eg = galvanic
= anode(s)
resistance
to the
interfering pipe
Icp,gIcp,g
= corriente
de PC
del ánodo
galvánico
Figura 3-27: Modelo de Circuito Eléctrico para Mitigar la Interferencia en la Zona de Descarga de
Corriente Usando Ánodos Galvánicos
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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.
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3:26
+ E
E S/S
+ E
- E
A
B
distancia
Distance
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.
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3:27
cable del
puente
resistencia
variable
cable del
puente
estación de medición
estructura
interferida
cable del puente y
estación de medición
estructura
interferente
electrodo de
rererencia enterrado
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:
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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.
Is
Is
tramos
de tubo
revestido
coated
pipe
sections
T/R
I1
Figura 3-30: Uso de un Recubrimiento Dieléctrico para Mitigar la Interferencia
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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.
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Interferencia
3:30
subestación
de corriente
continua
conductor de energía aéreo
IL
IR
vías
Is
tierra
Is
Is
entrada
estructura metálica
(por ej., tubería de
agua)
Ie
Ie
descarga
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.
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3:31
0
-1000
-1500
-2000
-2500
-3000
Time
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.
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10:00
9:00
8:00
7:00
6:00
5:00
4:00
3:00
2:00
1:00
0:00
23:00
22:00
21:00
20:00
19:00
18:00
17:00
16:00
15:00
14:00
13:00
12:00
11:00
-3500
10:00
Potential wrt CSE (mV)
-500
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).
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Interferencia
3:33
Polyurethane
Sealant
Flangeway
Rail
Elastomer Pad
36 Mils of
Coal Tar Epoxy
Rail Clip
Concrete
Tie
Third Pour
Fiber Concrete
Concrete
Invert
Second Pour
Fiber Concrete
115 RE Rail
Preformed
Rail Trough
Figura 3-33b: Instalación tipica de un riel aislado
Typical
30 Mil Direct-Fixation
PVCl
3-20 Mil
Sheet on Bottom
of Trough
Polyethylene
Sheets
First Pour
Concrete Slab
Structurally
Reinforced
Fuente: Fitzgerald J.H. and Lauber, M.D.,
Stray Current Control for the St. Louis Metrolink Rail
System, MP, 34, 1, (1995): p.22.
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.
barra ómnibus positiva
al 3er. riel
rieles
subesta
ción
DC
barra ómnibus negativa
shunt
Is,2
I s ,1
estructuras metálicas
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
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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.
barra
bus
omnibus
I''L,B
barra
bus
omnibus
SS
'A'
barra
omnibus
3er
3rdriel
rail
IL,A
I'L,A + I''L,B
I''L,B
I''L,A + IS,A
bus
barra
bus
omnibus
SS
'B'
I''L,A
IL,B
L
IL,A
'' + I'L,B
running
rails
vias
I''L,B + IS,B
servicios
utilities
I''L,A
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 3-1 4 , 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)
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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 334)
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.
Is
rectificador
controlado por
potencial
Is
estructura
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electrodo de referencia
enterrado
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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.
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Interferencia
3:37
Idc
cables
positivos
consumo
suministro
AC / DC
Conversores
negativos
cables
Idc
L > 800 km
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 hierrosilicio 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.
Vg, x =
Ie ρs
2πx
[3-12]
donde:
Vg,x = aumento de potencial con respecto al terreno remoto a x
distancia del electrodo
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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
Vg, x @ 1 km =
luego:
500 A × 50 Ω - m
6.28 × 1000 m
≈ 4V
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.
+1.0
0.0
E s/s
(Vcse)
+ E
-1.0
- E
-2.0
-3.0
-4.0
t1
t2
t3
t4
Tiempo
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
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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.
generador de
soldadura dc
Is
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.
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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 complejas 5 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.
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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)
7
Obsérvese 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
1
2 (aproximadamente igual a 0.7) veces el valor pico.
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Interferencia
3:42
1
V
0
-1
0
90
180
270
360
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.
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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).
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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
TouchdePotential
Potencial
Contacto= 2 kV
Step Potential
Potencial
de Paso = 1 kV
10 kV
9 kV
8 kV
7 kV
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
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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. Sunde 8 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).
r = 0.08 I f ⋅ ρ (ρ ≤ 100 Ω - m); r = 0.047 I f ⋅ ρ (ρ ≥ 1000 Ω - m)
[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.
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Figura 3-44: Estación de Medición Cerrada
3:46
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 tS (en segundos) y el peso corporal, y se calcula de la siguiente
manera: 9
B
IB =
0.157
( para un cuerpo de 70 kg) I B =
tS
0.116
tS
(para un cuerpo de 50 kg ) [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.
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Vstep70 =
3:47
(1000 + 6ρ ) 0.157
tS
Vstep50 =
(1000 + 6ρ ) 0.116
Vtouch50 =
(1000 + 1.5ρ ) 0.116
tS
[3-15]
Vtouch70 =
(1000 + 1.5ρ ) 0.157
tS
tS
[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
⎛
ρ⎞
0.09 ⎜⎜1 − ⎟⎟
⎝ ρs ⎠
Cs = 1 −
2 hs + 0.09
[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
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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.
Vtouch 50 = (1000 + 1.5 ρ )
Vtouch 50 = (1000 + 1.5 × 50 )
0.116
tS
0.116
0.5
= 176 V
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
Vtouch50 = (1000 + 1.5 × ρ s Cs )
0.116
ts
donde:
50 ⎞
⎛
0.09 ⎜1 −
⎟
⎝ 3000 ⎠ = 0.77
Cs = 1 −
2 (0.150 ) + 0.09
Vtouch50 = (1000 + 1.5 × 3000 × 0.77 )
0.116
= 732V
0.5
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
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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.
Piedra Partida
por encima del
`Loop para Controlar el Gradiente
Loop para Controlar el Gradiente
(Cinta de Zinc en Relleno
Seleccionado)
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
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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.
C∝
A
d
Conducting Plate
Placa
(having area A)
Conductora
d
Dielectric
Dieléctrico
Conducting
Plate
Placa
Conductora
Figura 3-47: Elementos de un Capacitor
Conducting
Placa
Conductora
Plates
AirAire
Dieléctrico
Dielectric
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.
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3:51
I
R1
I
V1
V
C1
V1
V
R2
V1
V2
=
V2
C2
R1
V1
R2
V2
Figura 3-49: Divisor de Voltaje Resistivo
=
XC1
XC2
=
V2
C2
C1
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
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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 cañotierra 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
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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.
I1
Φ
I
Φ
I2
Figur 3-51: Campo Electromagnético Generado
por el Flujo de Corriente en un Alambre
Figura 3-52: Inducción Electromagnética
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
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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.
Φ
I1
I1
I2
Φ
I2
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 AC 11
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).
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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:
i ac =
8Vac
ρπd
[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.
1000
Voltaje AC
100
Seguridad
personas
MTensión
ax . S afe de
Volt
age f or Ppara
ers onnel
Sa fe (15V)
ty ( 15 V)
15
10
6
1
0
0.1
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1
10
2
Area de
Falla
(cm
2) )
Area
(cm
Holiday
100
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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
Corrosión por AC (Antes de Limpiar)
Figure 3-57: Anomalía en Tubería Debida a
Corrosión por AC (Después de Limpiar)
3.3.4(c) Peligros de Shock Eléctrico 13
12
Wakelin, 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.
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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).
15
NACE Standard RP0177 (latest version), “Mitigation of Alternating Current and Lightning Effects on
Metallic Structures and Corrosion Control Systems,”(Houston, TX: NACE).
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3:58
V
LL
RS
RL
CS
Figura 3-58: Modelo de Tramo de Tubo para la Corriente Alterna
V
2ZS
ZL
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 360 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).
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V1
A
3:59
ZL
I1
2ZS
B
ZL
V2
I2
ZS
C
2ZS
I
2ZS
Figura 3-60: Análisis de Redes de un Modelo
con Dos Tramos de Tubo
ZL
V
A
ZL
V
B
I
ZS
C
2ZS
Figura 3-61: Análisis de Redes de un Modelo
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 362. 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.
V
V
+2ZsI
+2ZsI
0
0
A
B
C
A
B
C
-2ZsI
Figura 3-62: Perfil de Potencial AC a lo Largo
de una Tubería con la “Polaridad” Indicada
Figura 3-63: Perfil de Potencial AC a lo Largo de
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
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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.
V
La Tubería Tiene
Cada Vez Más Pérdidas
L/2
0
0
Distancia
L
Figura 3-64: Efectos de una Tubería Eléctricamente Larga sobre el Perfil de Potencial AC
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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.
Powerline
E≈
d
V
x
x
L
Figurea3-65: Corredor de una Linea de AC Simple
(Vista en Planta)
Figure 3-66: Estimación en Campo del LEF
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.
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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.
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3:63
E ⋅L
V
E ⋅L
2
E ⋅L
2
0
0
0
−
V
E ⋅L
2
L/2
Distance
0
L
−
E ⋅L
2
L/2
Distance
L
−E ⋅L
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)
E ⋅L
E ⋅L
V
E ⋅L
2
E ⋅L
2
0
0
0
−
E ⋅L
2
V
L/2
Distance
−E ⋅L
0
L
−
E ⋅L
2
L/2
Distance
L
−E ⋅L
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
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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 370, 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.
VO,L =
E
Γ
[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.
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Interferencia
3:65
V
V
E
Γ
0
−
0
L/2
Distance
0
L
E
Γ
Figura 3-71: Perfil de Volatje AC a lo Largo de
Una Tubería Eléctricamente Larga o con Pérdidas
(Condiciones Uniformes – Sin Puesta a Tierra)
L/2
Distance
−
L
E
Γ
Figura 3-72: Perfil de Volatje AC a lo Largo de
Una Tubería Eléctricamente Larga o con
Pérdidas
(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
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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).
V
V
E
Γ
E ⋅L
4
0
−
E ⋅L
4
0
0
L/2
L
−
Figura 3-73: Perfil de Voltaje AC a lo Largo de
Una Tubería Eléctricamente Corta con
una Aislación en el Centro
0
L/2
L
E
Γ
Figura 3-74: Perfil de Voltaje AC a lo Largo de
una Tubería Eléctricamente Larga con
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
2E
. Por consiguiente, al igual que para las puestas a tierra, las aislaciones
Γ
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
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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 preempaquetados, 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.
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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.
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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 377.
Campo Magnético Variable
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Varying
Magnetic
ld le
Campo ma
gnético vFie
ariab
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.
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3:71
3000
Potencial del Tubo wrt CSE (mV)
2000
1000
0
-1000
-2000
-3000
-4000
-5000
-6000
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).
Vp,g 0
0 Vp,g
poorly
coated
mal revestida
well
bien coated
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
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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.
Voltímetro
Estación de medición
V
Electrodo de
Referencia Portátil
Nivel
Ve + Vt
Cable de
Medición del
Caño
Sin Actividad Telúrica
Icp + It
Vm = Ep + Ve
Ep
Con Actividad Telúrica
Vm = Ep + Ve + Vt
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.
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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.
5 .5
2. 0
5 .0
1. 5
Vm
0. 5
4 .0
0. 0
3 .5
- 0. 5
3 .0
2
Potencial (VVS. Cu/CuSO4)
4 .5
Eoff
Calculado
Calculate
d Eo f f
Densidad
den si ty
Curre nt De
Corriente
Densidad de Corriente (mA/cm )
1. 0
- 1. 0
2 .5
- 1. 5
2 .0
- 2. 0
1 .5
- 2. 5
1 .0
- 3. 0
0 .5
- 3. 5
0 .0
- 4. 0
-0 .5
- 4. 5
-1 .0
- 5. 0
-1 .5
- 5. 5
03 :50
-2 .0
03 :55
04 :0 0
04 :05
04 :10
0 4: 15
0 4:2 0
04 :25
04 :30
0 4:3 5
0 4: 40
04 :45
TIEMPO
Time
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.
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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 382 muestra un ejemplo.
tubo de PVC
PVC
tube
3.2 cm
dia.
3.2 cm dia.
cables
insulating
aislantes
wires
epoxy
manguito
plastic
plástico
en el
sleeve in
puerto
lateral
side port
cylindrical
cupón
steel de
coupon
acero cilíndrico
2
53 cm
2
53 cm
0.7 cm
2.8
cm
puerto
bottom
inferior
port
6.0 cm
remov
tapón able
plug
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).
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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.
0
-500
Potencial de Cupón vs. CSE en tubo
Potencial (mV CSE )
-1000
Potencial medido con CSE en el nivel del terreno
-1500
-2000
-2500
-3000
9:00
11:24
13:48
16:12
18:36
21:00
Tiempo
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).
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3:76
Datalogger
Móvil
Sincronizado
Datalogger
Fijo
o Móvil
Vm
Vf
Referencia
Móvil
Referencia
Fija
donde:
Vp = Vm ± Vf
Vf,t = Vf,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
donde:
ΔVf,t = Vf,avg ± Vf,t
[3-21]
[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.
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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.
I't''
It
de Corriente
I't' Descarga
Telúrica Residual
Icp
Ánodo Galvánico
Icp + I't
I't
donde: It = I't + I''t + I'''
t
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.
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Interferencia
3:78
Fuente de DC
Controlada
Por Potencial
S
R
Ic p
Icp
y
y
It
It
Electrodo de
Referencia
Permanente
Dispersor
Remoto
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.
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3:79
600
6
500
5
400
4
300
3
200
2
100
1
0
Potential wrt
wrt ZRE
(mV)
PipePipe
Potential
ZRE
(m)
-100
0
1
2
3
4
5
6
7
Rectifier
Current (A)
Rectifier Current (A)
Interferencia
-1
-200
-2
-300
-3
-400
-4
-500
-5
-600
-6
-700
-7
-800
-8
-900
-9
-1000
-10
Day
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.
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Interferencia
3:80
Experimento 3-1
Para Mostrar la Interferencia DC y su Mitigación
3
varilla de
acero
1 cm
1 cm
2
4
ánodo de
magnesio
5
6
1
A
9V
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.
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Interferencia
3:81
E. Cierre el interruptor y permita que el sistema de PC opere durante al menos
5 minutos.
F. Mida y anote los potenciales en todas las ubicaciones de referencia en ambas
estructuras y anote la corriente de PC.
G. Calcule el desplazamiento de potencial en las ubicaciones 4, 5 y 6 de la
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
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.
resistan ce bond
A
3
varilla de
acero
2
ánodo de
magnesio
4
5
6
1
A
9V
10 ohm
Esquema No. 2
I. Mida y anote los potenciales de ambas estructuras. Mida la corriente de PC
y de mitigación en todas las ubicaciones de referencia y anote la resistencia
del puente.
Pausa para la Discusión
J. Desconecte el puente e instale un ánodo galvánico para mitigar la
interferencia, como muestra el esquema No. 3.
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Interferencia
3:82
A
ánodo de
magnesio
3
varilla de
acero
ánodo de
magnesio
2
4
5
6
1
A
9V
Esquema No. 3
K. Mida y anote todos los potenciales de las estructuras, corriente de PC y
corriente de interferencia galvánica (Igalv.).
Pausa para la Discusión
Resultados
Icp
B
Potenciales de las Estructuras (mVCSE)
Estructura con PC Estructura Foránea
1
2
3
4
5
6
X
X
X
D
X
X
PASO
X
X
F
G
Sólo estructura con PC
Sólo estructura foránea
Ambas estructuras
X
X
X
Cálculos de desplazamiento
Mitigación
I
Ib = _______ Rb = ______ ohm
K
Igalv. ______
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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.
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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.
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Fundamentos de Diseño de CP
INICIO
4:2
Evaluar todos los factores
relevantes de la tubería y
del medio
Determinar los
requerimientos de corriente
para alcanzar el criterio
deseado
Galvánico
Elegir entre
sistema galvánico o
por corriente
impresa
Corriente
Impresa
Seleccionar tipo, tamaño,
peso y configuración
de los ánodos
Seleccionar tipo, tamaño,
peso y configuración
de los ánodos
Calcular la resistencia
del ánodo o dispersor
Calcular la resistencia
del ánodo o dispersor
Calcular la Cantidad
Separación entre
Ánodos o Dispersor
Seleccionar fuente,
tipo y dimensión
Calcular la vida útil
del sistema
Calcular la vida útil
del sistema
Estimar el costo
del sistema instalado
Estimar el costo
del sistema instalado
NO
¿Es aceptable
el diseño?
SI
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:
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4:3
• 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
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4:4
 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).
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4:5
Elkins
Greenup
Plain City
Victoriaville
Roswell
Saginaw
Thomasville
Trinidad
0.0
Potencial OFF (V,CSE)
-0.2
-0.4
-0.6
-0.8
-1.0
-1.2
-1.4
-1.6
0.01
0.10
1
10
100
2
Densidad
de corriente
Current
Density (mA/ft ) (µA/cm 2)
1000
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).
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4:6
Potencial OFF (V,CSE)
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Acero al Carbono en Arena
Acero al Carbono en Arcilla
2
Densidad de Corriente (microAmperes/cm )
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.
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4:7
-0.2
-0.3
-0.4
Potencial, V (Cu/CuSO4)
-0.5
-0.6
aerated
-0.7
-0.8
Oxygen
Reduction
deaerated
-0.9
1.0
-1.1
Hydrogen
Evolution
-1.2
-1.3
-1.4 10 7
10- 6
10- 5
10- 4
10- 3
2
Densidad
deensity,
corriente,
A/cm2
Current D
A/cm
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.
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4:8
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
(icp,revestida) para la superficie 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.
Areas
sq. meters
V
H
Elevation (M)
Water Line
350
0
205
806
Zone 1
(icp = 150 mA/m2 )
-30
318
1118
-60
423
Zone 2
(icp = 60 mA/m2 )
1849
-90
646
-120
2167
1055
1971
-150
1572
Mud Line
Zone 3
(icp = 10 mA/m2 )
5005 Mud
'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.
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4:9
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
Corriente
para
Estimar
el
Requerimiento
de
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.
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Tabla 4-1: Requerimientos de Corriente Aproximados para la Protección Catódica del Acero
Condiciones Ambientales
Densidad de Corriente
mA/m2
mA/ft2
Inmersa en Agua de Mar (a)
Inmóvil
Buen revestimiento
Revestimiento malo o
envejecido
Sin revestimiento
Baja Velocidad(b)
Buen revestimiento
Mal revestimiento
Sin revestimiento
Velocidad Media (c)
Buen revestimiento
Mal revestimiento
Sin revestimiento
Alta Velocidad (d)
Mal revestimiento o sin
revestir
Enterrada (e)
Resistividad del Suelo
0.5 a 5 Ω-m
5 a 15 Ω-m
15 a 40 Ω-m
(a)
(d)
(b)
(e)
Estructuras o recipientes
0.3 a 1 m/s (1 a 3 ft/s)
(c)
1 a 2 m/s (3 a 7 ft/s)
1a2
0.1 a 0.2
2 a 20
0.2 a 2
20 a 30
2a3
2a5
5 a 20
50 a 150
0.2 a 0.5
0.5 a 2
5 a 15
5a7
10 a 30
150 a 300
0.5 a 0.7
1a3
15 a 30
250 a 1000
25 a 100
1a2
0.5 a 1
0.1 a 0.5
0.1 a 0.2
0.05 a 0.1
0.01 a 0.05
Flujo turbulento
Tuberías o estructuras, recubiertas o forradas
Fuente: NACE Corrosion Engineers Reference Book, NACE International,
rd
3 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 *
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Suelo neutro
Densidad de Corriente
mA/ft2
mA/m2
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
3a6
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
Medio
*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
Arcilla(1)
µA/cm2
0.1
Arena (2)
µA/cm2
20
Cobre
0.1
100
Cobre Estañado
0.1
20
Hierro Silicio
0.1
20
Material del Electrodo
de Puesta a Tierra
Acero al carbono
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.
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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
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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)
.
100000
Soil
1000 ohm.cm
ohm.cm
Resistividad
delResistivity
suelo = =1000
10000
2
Conductancia
(microS/cm )
Conductance (microS/sqm)
mala
1000
regular
buena
100
excelente
10
1
0.1
0.000001
0.00001
0.0001
0.001
0.01
0.1
1
10
100
Bare Area Desnuda
%
% de Superficie
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
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4:14
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.
V
A
Fuente de DC
terreno remoto
It
tubo recubierto
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 (Von) y apagada (Voff). La diferencia de potencial (ΔV) entre Von y
Voff se expresa mediante la siguiente ecuación:
ΔV = Von – Voff
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[4-5]
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Fundamentos de Diseño de CP
4:15
Luego se calcula la corriente requerida como la cantidad de corriente necesaria
para desplazar el potencial en 300 mV.
I cp =
300 mV
× It
ΔV
[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:
R p, re
=
ΔVave
It
[4-7]
La corriente requerida por el tramo medido para obtener una caída de 300 mV
sería:
300 mV
[4-8]
I cp =
R p,re
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
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4:16
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:
i cp
donde:
=
300 mV
r ′c
[4-9]
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:
r ′c =
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1
g′
[4-10]
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Tuberías Largas
con Pocas
Ramificaciones
4:17
Conductancia Específica del
Recubrimiento Promedio
g′
Resistencia Específica del
Recubrimiento Promedio
r′c
Calidad del
Trabajo
Excelente
Siemens/ft2
Siemens/m2
Ω-ft2
Ω-m2
<1 x 10-5
<1 x 10-4
>105
>104
Bueno
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
Malo
Tubo Desnudo
(2 a 12 in.)
(5 a 30cm)
>1 x 10-4
>1 x 10-3
<104
<103
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
Gas o Agua, con
Muchas
Ramificaciones
Conductancia Específica del
Recubrimiento Promedio
g′
Resistencia Específica del
Recubrimiento Promedio
r′c
Calidad del
Trabajo
Excelente
Siemens/ft2
Siemens/m2
Ω-ft2
Ω-m2
<5 x 10-5
<5 x 10-4
>2 x 104
>2 x 103
Bueno
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
2 x 103 a 104
2 x 102 a 103
<2 x 102
Malo
>5 x 10-4
>5 x 10-3
<2 x 103
Tubo Desnudo
4 x 10-3 a 2 x 10-2
5 a 25
4 x 10-2 a 2 x 10-1
50 a 250
(2 to 12 in.)
(5 to 30 cm)
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:
icp @ 300 mV =
0.3 V
10 Ω - m 2
4
[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.
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4:18
En el ejemplo anterior, la resistencia específica en un suelo de 10,000 Ω-cm sería:
r ′c @ 10,000 ohm-cm = r ′c ×
10,000 Ω - cm
1,000 Ω - cm
[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:
i cp @ 300mV, 10,000 ohm-cm =
0.3V
10 Ω - m 2
5
[4-13]
= 3 µA/m2 (~0.3 µA/ft2)
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.
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4:19
-0.50
Pendiente de
Tafel
Tafel Slope
Potencial (Volts,CSE)
-0.55
1
Ecorr
2
-0.60
-0.65
Icp
Icorr
-0.70
-0.01 -0.02 -0.05 -0.1 -0.2
-0.5
1
2
5
10
Corriente
Amperios)
Current(en
(Amperes)
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
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4:20
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.
Potencial (E)
Tiempo
Time
= 0= 0
Tiempo
Time == ∞
Log I
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
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4:21
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
⎞
⎛ ΔE p
⎜⎜
→ 0 ⎟⎟ . La magnitud de la corriente de ensayo se determina de manera que sea
t
Δ
⎠
⎝
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).
ΔEp = Ep – Ecorr
[4-14]
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.
I cp =
100 mV
× It
ΔE p
[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
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4:22
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.
Required
CurrentRequerida
Density
Densidad
de Corriente
2
(microA/sqm/100
(microA/cm
/100 mV) mV)
10000
1000
100
10
1
0.1
0.0001
0.001
0.01
0.1
1
10
100
% de Superficie
Desnuda
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
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4:23
Requerimiento de Corriente de Protección (A)
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.
3.5
3.0
2.5
Anodos de corriente impresa
2.0
1.5
1.0
0.5
Anodos de Magnesio
0
10 20 30 40 50 60 70 80 90 100
Resistividad del suelo (ρ in ohm-m)
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.
Ep,s
Ep,s = polarized potential
of structure (V)
Rs,re =polarizado
resistance
structure (V)
Ep,s = potencial
de of
la estructura
Rs,re
to remote earth (ohm)
Rs,re = resistencia de la estructura al terreno remoto (ohm)
Terreno
Remote Ra,re = resistencia
ofalanode(s)
Ra,re = resistance
del ánodo(s)
terreno remoto (ohm)
remoto
Earth
to remote earth (ohm)
Ep,a = potencial polarizado del ánodo(s) (V)
Ra,re
Rc
Ep,a
E
= polarized potential of
anode(s) (V)
p,a del cable entre el ánodo y la estructura (ohm)
Rc =resistencia
Rc = cable resistance between
anode & structure (ohm)
Figura 4-12: Esquema Eléctrico para un Sistema Galvánico de Protección Catódica
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4:24
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.
Rc,s
of negative
Rc,s = resistance
R c,s = resistencia
del cable
negativo desde la
cable
from
the structure
estructura
Ep,s
Rs,re
E
= polarized potential of
p,s
Ep,s = potencial
polarizado
structure
(V) de la estructura (V)
resistencia
de la estructura al terreno
s,re
Terreno
Remote Rs,re = R
to remote earth (ohm)
remoto
(ohm)
remoto
Earth
= resistance of structure
Fuente
de
DC
Power
Corriente
Supply
Continua
Rgb,re
Rc,a
= resistance
of groundbed
resistencia
del dispersor
al terreno
Rgb,reR=gb,re
remoto (ohm) to remote earth (ohm)
potential
of
polarizado
del dispersor
(V)
Ep,a = potencial
Ep,a = polarized
Ep,a
the groundbed (V)
Rc,a = resistencia del cable positivo al dispersor
Rc,a = resistance of positive
cable to groundbed
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:
R v,re
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=
⎫
⎧⎛ 8L ⎞
⎟ - 1⎬
⎨⎜ ln
2 π L ⎩⎝ d ⎠
⎭
ρ
[4-18]
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4:25
donde:
Rv,re =
ρ =
L =
d =
resistencia del ánodo vertical al terreno remoto (ohmios)
resistividad del suelo
longitud del ánodo
diámetro del ánodo
L
Rv,re
L
d
ρs
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
L = 6 ft x 30.5 cm/ft = 183 cm
Rv
=
d = 2 in. x 2.54 cm/in. = 5.1 cm
⎫
10,000 Ω - cm ⎧⎛ 8 × 183 cm ⎞
⎟ − 1⎬
⎨⎜ ln
5.1 cm ⎠
2 π 183 cm ⎩⎝
⎭
= 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
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Fundamentos de Diseño de CP
4:26
magnitud que la longitud (L) del ánodo o de la columna de coque, se puede usar
la Ecuación 4-19.
=
R v,re
⎫
⎧⎛ 4L ⎞
⎟ − 1⎬
⎨⎜ ln
2 π L ⎩⎝ d ⎠
⎭
ρ
[4-19]
donde:
Rv,re =
ρ =
L =
d =
resistencia del ánodo vertical al terreno remoto (ohmios)
resistividad del suelo
longitud del ánodo
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.
Rgb,v
s
L
Ra,1
d
Ra,2
Ra,3
Ra,n
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:
1
Rn
=
1
1
1
+
+
R a,1
R a,2
R a,3
1
1
= N ×
Ra
Rn
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....
1
R a,n
[4-20]
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4:27
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.
Rv
=
⎫
⎧⎛ 8 L ⎞
2L
ρ
ln (0.656N)⎬
⎟ −1+
⎨⎜ ln
s
2 π NL ⎩⎝ d ⎠
⎭
[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
longitud
separación
resistividad
= 2 in. (5.08 cm)
= 6 ft. (182.9 cm)
= 5 ft. (152.4 cm)
= suelo de 10,000 Ω-cm
Usando la Ecuación 4-22:
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Rv =
4:28
⎧⎛ 8 × 182.9 cm ⎞
⎫
2 × 182.9 cm
10,000 Ω - cm
ln (0.656 × 10 anodes)⎬
⎨⎜ ln
⎟ − 1 +
152.4 cm
2 π 10 anodes ×182.9 cm ⎩⎝
5.08 cm ⎠
⎭
Por consiguiente:
Rv = 0.87 {(5.66 – 1) + 2.41(1.88)}
= 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 416.
t
CL
t
CL
d
L
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 423:
R a, h
donde:
=
ρ
⎛ L2 ⎞
ln ⎜⎜ ⎟⎟
2 π L ⎝ td ⎠
[4-23]
ρ = resistividad de suelo
L = longitud del ánodo
d = diámetro del ánodo
t = profundidad hasta el eje del electrodo
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4:29
y cuando la profundidad es considerable (t >> L), se aplica la Ecuación 4-24.
R a,h
=
⎛ 2L ⎞
ln ⎜
⎟
2ΠL
⎝ d ⎠
ρ
[4-24]
En ambas ecuaciones, se asume que la resistividad del suelo es uniforme y que en
las 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.
La Ecuación 4-24 también puede usarse para calcular la resistencia de una única
jabalina vertical, donde t >> L.
La Ecuación 4-23 también puede usarse para calcular la resistencia de varios
ánodos 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
t
La
d
CL
s
L
Figura 4-17a: Varios Ánodos Horizontales en una Zanja con relleno de Coque, Conectados a un
Cable Colector Común
Ejercicio en Grupo
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4:30
Calcule la resistencia del siguiente ánodo, instalado vertical y
horizontalmente, usando las Ecuaciones 4-18 y 4-23
respectivamente.
donde:
L = 2m
D = 20 cm
t = 1m
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
t
d
CL
s
L
Figura 4-17b: Varios Ánodos Horizontales Conectados a un Cable Colector en Común
R gb,h
=
R a,h
× F
N
[4-25]
donde:
Rgb,h
Ra,h
N
F
= resistencia de N ánodos horizontales
= resistencia de un único ánodo
= cantidad de ánodos
= factor de “congestionamiento”
El factor de congestionamiento (F) puede calcularse usando la Ecuación 4-26.
F = 1+
ρ
ln 0.656N
πSR a, h
[4-26]
donde:
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F = factor de congestionamiento de varios ánodos
ρ = resistividad del suelo
S = separación extremo a extremo entre ánodos
Ra,h = resistencia de un único ánodo horizontal
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)
DiametroD)
Espaciamiento (S)
Resistividad (ρ)
Profundidad (t)
R a,h
Ra,h
=
=
=
=
=
6 ft. x 30.5 cm/ft
2 in. x 2.54 cm/in.
11 ft. x 30.5 cm/ft
10,000 Ω-cm
3 ft. x 30.5 cm/ft
= 183 cm.
= 5.1 cm
= 336 cm
= 91.5 cm
=
⎛ L2 ⎞
ρ
ln ⎜ ⎟
2π L
⎝ td ⎠
=
⎛ 33489 cm2 ⎞
10,000 Ω - cm
ln ⎜
2 ⎟
6.28 × 183 cm
⎝ 466.7 cm ⎠
= 8.7 ln 71.8
= 8.7 x 4.27 = 37 Ω
Reemplazando Ra,h en la Ecuación 4-26 para obtener el factor de
congestionamiento (F).
F
=
1 +
10,000 Ω - cm
ln 6.56
π × 336 cm × 37 Ω
= 1 + 0.256 x 1.88
F = 1.48
Reemplazando F en la Ecuación 4-25 se obtiene:
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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):
R p,re
R p,re
=
VON − VOFF
(Ω)
It
=
ΔV
(Ω)
It
[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.
t
L
R p,re
tubo
d
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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.
R p, re
=
r′c
As
[4-28]
donde:
r′c = resistencia específica del recubrimiento
As = superficie del tubo
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.
R p,re =
donde:
r ′c @ 5, 000 Ω - cm
=
r′c @ 5,000Ω - cm
As
r ′c @ 1, 000 Ω - cm ×
= 1 × 10 4 ×
5,000 Ω - cm
1,000 Ω - cm
5, 000 Ω - cm
1, 000 Ω - cm
= 5 × 104 Ω-m2
y:
As = πdL
= 3.14 × 0.219 m × 1,000 m = 688 m2
por consiguiente:
R p, re
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=
5 × 10 4 Ω - m 2
=
688 m 2
72.7 Ω
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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:
Rc
= ρ cu
L
Ax
[4-29]
donde:
L = longitud
Ax = superficie de la sección transversal
ρcu = resistividad volumétrica del cobre (comúnmente 1.72 µΩ-cm)
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
14
Diámetro Total,
Excluyendo la
Aislación
(pulgadas)
0.0726
Peso Aprox.
Excluyendo la
Aislación
(lbs/1000 ft)
12.68
Maxima
Tension de
Ruptura
(lbs)
130
Máxima
Resistencia a
la DC a 20°C
(Ohms/1000 ft)
2.5800
Capacidad de
Corriente DC
Máx. Permitida
(Amperios)
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
Tamaño
AWG
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4:35
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.
Rc
= ρ cu
y
Ax
=
donde:
OD = diámetro externo del tubo
ID = diámetro interno del tubo
L
Ax
[4-30]
(OD − ID )
4
π
2
2
[4-31]
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)
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4:36
ID = 48.26 cm
[ (50.8 cm) − (48.26 cm) ]
4
A partir de la Ecuación 4-31:
π
Ax
=
Ax
Ax
= 0.785 [2581 cm2 – 2329 cm2]
= 0.785 [252 cm2]
= 198 cm2
2
2
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:
Rp
Rp
=
18 × 10-6 Ω - cm × 105 cm
198 cm 2
= 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.
Ccp = I cp × L
[4-32]
donde:
Icp = corriente de protección catódica requerida
L = vida útil requerida
Ccp = capacidad electroquímica del sistema de 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.
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4:37
Wta, min =
Ccp × C r
U×E
Wta, min =
Ccp
[4-33]
Ca × U × E
[4-34]
donde:
Cr =
Ca =
Wta,min =
U =
E =
velocidad de consumo teórica del material anódico
capacidad teórica del material anódico
peso mínimo requerido
factor de utilización
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
Material de
Ánodo
Galvánico
Velocidad de
Consumo Teórica
Capacidad Teórica
Eficiencia
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
Aluminio
2.94
6.49
0.340
0.155
85-95
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Ánodo de
Corriente
Impresa
Nota:
4:38
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
Acero
0.25 ta1.0
0.55 a 2.2
4.0 a 1.0
1.8 a 0.45
(2) (3)
9.1
20
0.11
0.05
90
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%.
Wta,min =
30 A - y × 3.98 kg/A - y
0.85 × 0.5
Wta,min = 281 kg
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.
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L =
Wt × U × E
Icp × C r
L =
Wt × Ca × U × E
I cp
[4-35]
[4-36]
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4:39
donde:
Wt = peso (kg)
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./Aaño (a partir de la Tabla 4-6).
L =
L =
Wt × U × E
I cp × C r
17 lb. × 0.9 × 0.5
0.05 A × 8.76 lb/A - y.
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.
N =
Wt, min
Wt, anode
[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
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4:40
(20 lb) de la Tabla I (Apéndice A), ¿cuántos ánodos se
requieren?
N min =
281 kg × 2.2 lb/kg
20 lb
Nmin = 31 ánodos
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:
N min =
It
50 mA
=
2000 mA
50 mA
= 40 anodes
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.
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Potencial (mVCSE)
Es,corr
Potencial
impulsor
inicial
Es,crit
Criterio
Potencial
impulsor
calculado
Ea,oc
Ea,p
Icp,calc.
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 (Ecp) será:
Ea,p = Ea,oc – polarización del ánodo
Ecp = Ea,p – Es,crit
Ecp = (1700 mV – 850 mV)
Ecp = 850 mV
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.
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+
Ea,re
CSE
Potencial
CSE) )
Potential(mV
(mV
Caída de potencial del
Voltage drop
ánodo
al terreno
from
anode
to remoto
remote earth
Ea,p
polarización del
anode ánodo
polarization
Ea,corr
DC power
Tensión
de salida de
supplyde
output
la fuente
corriente
voltage
o )o)
continua(E(E
Eg = galvanic voltage
Es,corr
Es,p
Es,re

structure polarization
polarización
de la estructura
caída
de drop
potencial
la
voltage
fromde
structur
e
estructura
terreno remoto
to remotealearth
Icp,operating
Corriente deTerreno
Protección
Catódica
Remoto
CP Current
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
Rs,re
Ra,re
Rc
ΔEa,p
ΔEs,p
Eg
Eb
=
=
=
=
=
=
=
=
corriente de protección catódica requerida
resistencia de la estructura al terreno remoto
resistencia del ánodo o dispersor al terreno remoto
suma de todas las resistencias de los cables
polarización total en el ánodo
polarización total en la estructura
potencial galvánico
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.
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4:43
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
At
=
=
=
=
=
por lo tanto:
Icp
=
=
Paso 2:
•
•
icp x At
30 μA/m2
πdL
3.14 x 0.324 m x 6,000 m
6,107 m2
30 x 10-6 A/m2 x 6,107m2
0.183A = 183 mA
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
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Fundamentos de Diseño de CP
R a,h
4:44
ρ ⎛ 2L ⎞
⎜ ln
⎟
2π L ⎝ d ⎠
=
donde:
L
2.54cm
=
76.2 cm
pu lg
2.54cm
=
6 in x
=
15.2 cm
pu lg
5500 ohm - cm ⎛ 152.4 cm ⎞
=
⎜ ln
⎟
6.28 x 76.2 cm ⎝ 15.2 cm ⎠
=
d
R a,h
30 in x
=
=
Paso 3:
•
Calcular la Corriente de Salida del Anodo
Ia
=
Ep , a − E p , s
Ra , h + R p
donde:
Ep,a
Ep,s
Ra,h
Rp
=
=
=
=
-1.7 Vcse
-0.85 Vcse
26.5 Ω
resistencia del tubo
Calcular la resistencia del tubo
Rp =
=
•
11.5 Ω (ln 10)
11.5 Ω x 2.30 = 26.5 Ω
r'
resistencia especifica del recubrimiento
=
At
area total de la tuberia
104 Ω − m 2
=
3.14 × 0.324m × 6000m
1.64 Ω
Calcular corriente de salida de un ánodo
Ia
=
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1.7V − (− 0.850V ) 0.850V
=
26.5Ω + 1.64Ω
28.1Ω
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Ia
=
4:45
30 mA
Paso 4: Calcular el Numero de Anodos sobre la Base de la Necesidad de Corriente
N
=
I cp
Ia
=
183 mA
= 6.1 → 7 anodos
30 mA
Paso 5: Calcular la Vida Util del Anodo Sobre la Base de la Densidad de Corriente
en el anodo.
L =
W × U × E × Ca
Ia
donde:
W
=
17 lb
U
=
0.85
E
=
1.0
=
30 mA
Ia
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 =
Ia
Aa
Aa
Aa
=
=
area superficial del anodo
2 (W + H) L
=
=
=
ancho del ánodo
altura del ánodo
longitud del ánodo
donde:
donde:
W
H
L
=
=
=
3.5 pulgadas
3.75 pulgadas
26 pulgadas
por lo tanto:
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Aa
4:46
=
=
2 (3.5 + 3.75) 26
377 in2 = 2.6 ft2
=
30mA
= 11.5 mA ft 2
2
2.6ft
entonces:
ia
•
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
A - hr
1 año
x
= 0.034 A – año/ lb
8766 hr
lb
=
300
=
17 lb x 0.85 x 1.0 x 0.034 A - año/lb
0.030 A
=
16.4 años
por lo tanto:
L
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 Ωcm. 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
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4:47
• 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:
Area Superficial Total = πdL =
π11.43cm
× 609.6 m = 218.9 m 2
100cm
m
En Unidades Imperiales:
Area Superficial Total = πdL =
π 4.500 in
× 2000 ft = 2356 ft 2
12 in
ft
Efectividad del Recubrimiento = 98.5% o 1.5% desnudo = 0.015
Superficie a Proteger = 2356 ft2 × 0.015 = 35.3 ft2
= 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, corriente requerida = 35.3 ft2 × 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:
RV
=
ρ ⎛ 8L
⎤
3500 Ω - cm ⎡ ⎛ 8 × 76.2 cm ⎞
⎞
− 1⎟ =
ln ⎜
⎟ − 1⎥
⎜ ln
⎢
2π 76.2 cm ⎣ ⎝ 15.2 cm ⎠
d
2π L ⎝
⎠
⎦
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RV
3.
4:48
= 7.31 × 2.69
= 19.7 Ω
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
R CABLE = 3.05 m ×
Unidades Imperiales
R CABLE = 10 ft ×
4.
5.32 Ω
= 0.016 Ω
1000 m
1.62 Ω
= 0.016 Ω
1000 ft
Resistencia Total de Ánodo y Cable:
RANODO = 19.7 Ω + 0.016 Ω = 19.7 Ω
5.
Calcular el Drenaje de Corriente de un Único Ánodo
Ep del ánodo de magnesio = –1.70 Vcse
Potencial impulsor = ΔE = –1.70 V – (–1.00 V) = –0.7 V
por lo tanto:
6.
I anodO =
ΔE
0.7 V
=
= 0.036 A = 36 mA
19.7 Ω
R
Calcular la Vida útil y la Cantidad de Ánodos Necesaria
Número Anodos =
71 mA necesario
36 mA
anodo
= 2 anodos como mínimo
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:
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4:49
L =
Wt × Ca × U × E
I cp
7.7 kg × 0.250 A - año/kg × 0.85 × 0.5
0.036 A
L = 22.7 años
=
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 =
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Capa
(ft)
Resistividad de la
Capa (Ω–cm)
0 - 5 ft (0 - 1.5 m)
30,000
5 - 10 ft (1.5 - 3.0 m)
20,000
10 - 15 ft (3.0 - 4.5 m)
5,000
15 - 20 ft (4.5 - 6.0 m)
10,000
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Cálculos de Diseño:
Rectificador – Opción 1: Intente con una tensión de salida de 20 volts
Potencial Disponible (Ecp)
=
=
=
Max. R gb,re =
E cp
I cp
Salida del Rectificador – (Contrapotencial)
20 V – 2 V
18 V
− R p,re
=
18 V
− 1 = 0.2 Ω
15 A
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 (Ecp)
Max.R gb,re =
=
=
=
E cp
I cp
Salida del rectificador – Contrapotencial
40 V – 2 V
38 V
− R p,re
=
38 V
− 1 = 1.5 Ω
15 A
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:
Rv =
ρ ⎧⎛ 8L ⎞
⎛ 2L
⎞⎫
× ln (0.656 N) ⎟⎬
⎨⎜ ln ⎟ − 1 + ⎜
2πNL ⎩⎝ d ⎠
⎝ S
⎠⎭
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=
4:51
⎧⎛ 8×213 cm ⎞
⎛ 2×213 cm
⎞⎫
5,000 Ω − cm
ln(0.656×15 anodes) ⎟⎟⎬
⎟− 1+⎜⎜
⎨⎜ ln
2.π .15 anodes ×213cm ⎩⎝
20.3 ⎠
⎝ 457cm
⎠⎭
=
=
=
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 Ωcm.
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:
Rv =
=
ρ ⎧ ⎛ 8L ⎞ ⎫
⎨ ⎜ ln ⎟ − 1⎬
2 πL ⎩ ⎝ d ⎠ ⎭
2,000 Ω - cm ⎧⎛ 8 × 2286 cm ⎞ ⎫
⎟ − 1⎬
⎨⎜ ln
25.4
2π 2286 cm ⎩⎝
⎠ ⎭
= 0.1392 {ln (720) – 1}
Rv = 0.78 Ω
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4:52
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:
Rv =
=
ρ ⎧ ⎛ 8L ⎞ ⎫
⎨ ⎜ ln ⎟ − 1⎬
2πL ⎩ ⎝ d ⎠ ⎭
2000 Ω - cm ⎧⎛ 8 × 1524 cm ⎞ ⎫
⎨⎜ln
⎟ −1⎬
⎠ ⎭
2∂1524 cm ⎩⎝
25.4
= 0.209 {ln (480) – 1}
Rv = 1.08 Ω
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 mA/ft2) de tubo desnudo. La resistencia tubo-tierra se midió en 0.3 Ω
(Rp,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
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4:53
Superficie total = πdL = π(0.219 m) × 3048 m = 2097 m2
2
100 − 99
= 20.97 m 2
100
Superficie efectivamente desnuda
= 2097 m
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
Cr = 2
(
lb
)
A − año
Wt = Cr × Icp × L
donde:
Cr
Icp
L
Wt
= velocidad de consumo (lb/A-año)
= corriente (A)
= vida útil (años)
= 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
RN =
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ρ ⎡⎛ 8L ⎞
⎞⎤
⎛ 2L
× ln0.656N ⎟⎥
⎜ ln ⎟ − 1 + ⎜
⎢
2πNL ⎣⎝ d ⎠
⎠⎦
⎝ S
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donde:
RN =
ρ
L
d
S
N
4:54
= 4000 Ω-cm
= 213.4 cm
= 20.3 cm
= 609.6 cm
= 3 ánodos (mínimo)
⎡ 8 × 213.4 cm
4000 Ω - cm
⎞⎤
⎛ 2 × 213.4 cm
−1+ ⎜
× ln0.656(3) ⎟⎥
ln
⎢
20.3 cm
2 × π × 3 × 213.4 cm ⎣
⎠⎦
⎝ 609.6cm
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:
RN =
⎡ 8 × 213.4 cm
⎞⎤
⎛ 2 × 213.4 cm
4,000 Ω - cm
− 1 + ⎜⎜
× ln0.656(4 ) ⎟⎟⎥
⎢ln
20.32 cm
2 × π × 4 × 213.4 cm ⎣
⎠⎦
⎝ 609.6 cm
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:
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P/L
4:55
Rectificador
Anodos
60.96 m
15.24 m
(200 ft.)
(50 ft.)
18.29 m
(60 ft.)
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
Cable positivo
Cable en el dispersor
CABLE TOTAL
=
=
=
=
15.24 m (50 ft)
60.96 m (200 ft)
18.29 m ÷ 2 = 9.1 m (60 ft ÷ 2 = 30 ft)
85.3 m (280 ft)
Resistencia del cable (RC):
1.322 Ω
RC = 85.3 × 1,000 m
RC = 0.11 Ω
ó
0.403 Ω
RC = 280 ft × 1,000 ft
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:
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4:56
R=
ρL
A
[4-39]
ρ = resistividad (Ω-cm)
L = longitud (cm)
A = superficie de la sección transversal (cm2)
donde:
En este ejemplo, la superficie de la sección transversal del tubo es:
A=
π
4
(OD 2 − ID 2 )
[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:
R P (en una dirección) =
=
ρL
(OD − ID )
4
π
2
2.75 Ω - cm 2
52.4 cm 2
2
=
18 × 10-6 Ω - cm × 15.25 × 104 cm
[(21.9 cm) − (20.32 cm) ]
4
π
2
2
= 0.052 Ω
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:
RT = RN + Rp,re + RC + RP
donde:
RT
RN
Rp,re
RC
RP
= Resistencia total del circuito (Ω)
= Resistencia del conjunto de ánodos (Ω)
= Resistencia de contacto tubo-electrolito (Ω)
= Resistencia de los cables (Ω)
= Resistencia del tubo (Ω)
RT = 3.06 + 0.30 + 0.11 + 0.026
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4:57
= 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
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Fundamentos de Diseño de CP
4:58
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.
R =
donde:
R =
ρ =
L =
A =
ρL
A
[4-41]
resistencia (Ω)
resistividad (Ω-cm)
longitud del paso de corriente (cm)
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).
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4:59
Ia1
Ia,n
superficies
equipotential
equipotenciales
surfaces
Ia2
Ia7
Ia3
Ia6
Ia4
Ia5
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.
1
1
1
1
1
=
+
+
+ ... +
R an
R a3
R a2
R a1
RT
donde:
[4-42]
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.
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4:60
1
2
In
In + I3
In + I3 + I2
Rn
In + I3 + I2 + I1
R2
Drain
punto
de
drenaje
Point
R1
R3
In
I3
I1
I2
Ia
Ia2
Ia3
Ia1
Ia
Ia4
ánodo
en aelt rterreno
anode
emote eremoto
ar
arth
Ia5
Ia6
Ian
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.
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Corriente
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2
1
Ubicación
de in
la Structure
Estructura
Location
punto
de drenaje
Drain
Point
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
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4:62
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.
Rs,n
Vcp
RL,n
RL,4
Rs,3
Rs,4
RL,3
RL,2
terreno
remoto
remote
earth
Rs,2
Rs,1
Icp
RL,1
Icp
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.
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Distancia
al from
puntodrain
de drenaje
Distance
point
Ecorr
criterio
criterion
Vcp,
Icp,
or
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.
α =
donde:
RS
RL
[4-43]
α = constante de atenuación
RS = resistencia longitudinal de la estructura (Ω)
RL = resistencia a las pérdidas de la estructura (Ω)
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
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4:64
constante de atenuación mayor resultará en una mayor atenuación en función de
la distancia al punto de drenaje.
Distancia
puntodrain
de drenaje
Distancealfrom
point
Ecorr
criterio
criterion
grande
Large α
Vcp,
Icp,
or
Small α
pequeña
icp
Figura 4-27: Efecto del Valor de la Constante de Atenuación α sobre las Características de la
Atenuación
Cuando Rs es grande comparada con RL, 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.
I x = I 0 e − αx
donde:
Ix =
I0 =
α =
x =
[4-44]
corriente en el punto x (A)
corriente en el punto de drenaje (A)
constante de atenuación
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
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4:65
relaciona con el potencial en el punto de drenaje (Vo) como vemos en la Ecuación
4-45.
Vx = V0 e − αx
donde:
[4-45]
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.
RL =
donde:
4.11.3
ρ =
t =
d =
L =
⎛ L2 ⎞
ρ
ln ⎜⎜ ⎟⎟
2πL ⎝ td ⎠
[4-46]
resistividad del suelo (Ω-cm)
profundidad (cm)
diámetro del tubo (cm)
unidad de longitud (cm)
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).
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Es decir:
4:66
RL = RL,c + RL,e
Revestimiento
Coating
Terreno
RemoteRemoto
Earth
Metal
RL,e
RL,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).
R L,C =
donde:
RL,C =
ρc =
t =
As =
ρc t
As
[4-47]
resistencia del revestimiento (Ω)
resistividad eléctrica del revestimiento
espesor del revestimiento
superficie revestida
Las resistividades de recubrimientos comunes están en el orden de 1010 ta1012 Ωcm, 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:
R L,C =
(10 Ω − cm) (0.005 cm) = 5000 Ω
10
10 4 cm 2
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.
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4:67
R L,E =
donde:
ρs
4r
[4-48]
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 ):
r =
donde:
As
π
[4-49]
r = radio
As = superficie
Usando el valor de As dado, el radio dado por la Ecuación 4-49 es:
r =
10 4 cm 2
π
=
56.4 cm
Por lo tanto, reemplazando en la Ecuación 4-48 para una resistividad del suelo de
1,000 Ω-cm , obtenemos:
R L,E =
1000 Ω − cm
= 4.4 Ω
4 (56.4 cm )
Entonces, la resistencia total (RL) es:
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,
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4:68
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.
RL
donde:
=
ΔVs
ΔI test
[4-50]
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.
r′ = R L AS
donde:
[4-51]
r′ = resistencia a las pérdidas específica
RL = resistencia total a las pérdidas promedio
AS = superficie total medida
Por lo tanto, la resistencia a las pérdidas específica generalmente se expresa en Ωm2 (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.
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4:69
Tabla 4-8: Resistencias y Conductancias a las Pérdidas Específicas
Conductancia Específica del
Recubrimiento Promedio
g′
Tuberías Largas
con Pocas
Ramificaciones
Resistencia Específica del
Recubrimiento Promedio
r′c
Calidad del
Trabajo
Excelente
Siemens/ft2
Siemens/m2
Ω-ft2
Ω-m2
<1 x 10-5
<1 x 10-4
>105
>104
Bueno
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
Malo
Tubo Desnudo
(2 a 12 in.)
(5 a 30cm)
>1 x 10-4
>1 x 10-3
<104
<103
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
Gas o Agua, con
Muchas
Ramificaciones
Conductancia Específica del
Recubrimiento Promedio
g′
Resistencia Específica del
Recubrimiento Promedio
r′c
Calidad del
Trabajo
Excelente
Siemens/ft2
Siemens/m2
Ω-ft2
Ω-m2
<5 x 10-5
<5 x 10-4
>2 x 104
>2 x 103
Bueno
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
2 x 103 a 104
2 x 102 a 103
Malo
Tubo Desnudo
(2 to 12 in.)
(5 to 30 cm)
>5 x 10-4
>5 x 10-3
<2 x 103
<2 x 102
4 x 10-3 a 2 x 10-2
4 x 10-2 a 2 x 10-1
50 a 250
5 a 25
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,
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4:70
2
1
L1-2
120 o
d
60 o
LA-2
A
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.
cos θ =
d
LA-2
[4-52]
y
cos 60 =
0.5 =
d
LA-2
d
L A- 2
LA-2 = 2d
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.
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4:71
1
2
L1-2
d
120 o
120 o
60 o
A
LA-A
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.
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Vista
enVPlanta
iew
Plan
4:72
3.7 m
13 m
1m
ánodos
vertical
verticales
anodes
12.2 m
Vista
Corte
Eleven
ation
View
ánodos
horizontal
horizontales
anodes
ánodos
horizontal
horizontales
anodes
ánodos
vertical
verticales
anodes
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.
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4:73
2
Relacion entre Corriente I3 / I7
3
1
3
1
8
8
2
3
7 7
4
5
6
4
6
5
8 cm Mde
odel
Modelo
8 cm.
6000
ohm-cm
6000
ohm-cm
2
1
0
10
20
30
40
50
Separation,cm
cm
Separación,
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.
Nótese que la razón Imax/Imin 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 ρS >> ρSW, se puede obtener una mejor distribución
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4:74
de la corriente instalando el dispersor en el suelo de mayor resistividad, si bien es
cierto que la resistencia del dispersor será mucho mayor.
Pantano
Swamp
Tubería
Pipeline
-900
mVmV
-900
-800mV
mV
-800
ρsw
HighdeResistivity
Soil
Suelo
alta resistividad
Is
Isw
Lecho
Anode
Bed
Anódico
(ρs )
T/R
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.
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4:75
Tubo
W
ell CCamisa
asing
T/R
ρ = 2,500 ohm-cm
Capa
deof
Limo
Arenoso
Layer
Sandy
Loam
Anodo
A
node
P/S = -800 mV
ISL
P/S = -1,100 mV
IFW
CapaSaturated
Saturada con
Dulce
Layer
withAgua
Fresh
Water
ρ = 1,300 ohm-cm
P/S = -920 mV
IC
Capa de
Layer
of Arcilla
Clay
ρ = 1,500 ohm-cm
P/S = -750 mV
IL
Capa de Caliza p = 150,000 ohm-cm
P/S = -850 mV
IB
ρ = 30 ohm-cm
Capa
conwith
Agua
Salobre
Saturated
Brine
LayerSaturada
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
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4:76
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).
20 m
weTubo
ll coated
bienpipe
revestido
rc′ = 10 4 ohm-cm2
Icp,ctd
Icp,h
holiday
de 1 cm
1 cm dia.
deholi
diámetro
day
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.
RL =
rC′
A s, p
[4-54]
donde la superficie del tubo:
As,p = πdL = 3.14 × .3 m × 20 m = 18.84 m2
entonces:
RL =
10 4 Ω − m 2
18.84 m 2
= 0.53 × 10 3 Ω
Asumiendo un gradiente de potencial de CP aplicado de 300 mV entre el tubo y
el terreno remoto, usando la ley de Ohm:
I cp , ctd =
300 mV
0.53 × 103 Ω
= 0.565 mA
y la densidad de corriente a través de la superficie recubierta
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4:77
i cp,ctd =
= 0.033
0.565 mA
18.84 m 2
mA
m2
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.
Rh =
por la ley de Ohm:
[4-55]
4000 Ω - cm
= 2000 Ω
2 cm
Rh =
entonces:
ρ
2d
I cp,h =
300 mV
Rh
=
300 mV
2000 Ω
= 0.15 mA
i cp,h =
entonces:
0.15 mA
Ah
0.15 mA × 4
3.14 cm2
=
=
0.15 mA
π 2
d
4
=
0.191
mA
cm 2
= 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:
i cp,h
i cp,ctd
=
191 µA/cm 2
33 × 10 -4 µA/cm 2
= 5.8 × 10 4
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.
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4.11.8
4:78
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.
punto
drenaje
drain de
point
Ecorr
criterion
Vcp
primary current
distribution
distribución
principal
de la corriente
distrib.
secundaria
de
la corriente
secondary current distribution
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).
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4.11.9
4:79
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
Excelente
Disminuye
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.
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4:80
Configuración
Current
Source
de Fuente
and y
Anodos
Anode Configurations
Galvánicos
Galvanic
Corriente Impresa
Impressed
Current
Distribuidos
Distributed
Remotos
Remote
Distribuidos
Distributed
Superficiales
Surface
Superficiales
Surface
Superficiales
Surface
Remotos
Remote
Superficiales
Surface
Profundos
Deep
Semi-Profundos
Semi-deep
Figura 4-37: Configuraciones Anódicas Comunes
Proyecto en Equipo
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4:81
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 Ωcm 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 41. Omita los cálculos relativos al costo del sistema. Especifique las ventajas y
desventajas de su diseño. El instructor elegirá la longitud del tubo.
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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 input
medidor
de alta
resistance meter
resistencia
portablede
reference
electrode
electrodo
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.
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5.1.1
5:2
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.
Conexión
para
Connection
cable
deLead
for Test
medición
Capuchón
Removal
Removible
Cap
Varilla de Cobre
Copper Rod
Ventana
Clear
Window
Transparent
de
UCristales
ndissolved
Sulfato
deSCobre
ulfate
Copper
sinCdisolver
rystals
Solución
Saturatedde
Saturada
Copperde
Sulfate
Sulfato
Cobre
Solution
Tapón
PorousPoroso
Plug
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
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5:3
0
Referencia de Cu/CuSO4
-50
-100
-150
0
5
10
Concentración de Cl-, ppt
15
Desplazamiento del Potencial, mV
Desplazamiento del Potencial, mV
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.
150
100
50
0
-50
-100
0.01
0.1
1
10
100
1,000
Copper Sulfate
Concentration,
ppt
Concentración
de Sulfato
de Cobre,
ppt
Figura 5-3a: Efecto de la Concentración de Cl–
Sobre el Potencial del CSE 1
Fig.-5-3b: Efecto de la Concentración de Sulfato
de Cobre sobre el Potencial del CSE 2
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:
9⎞
⎛
°F = ⎜ °C × ⎟ + 32
5⎠
⎝
[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
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5:4
Por lo tanto, para 25ºC:
9⎞
⎛
°F = ⎜ 25°C × ⎟ + 32 = 45 + 32
5⎠
⎝
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
Ese,5ºC
=
=
=
=
+316 mVshe + 0.9 mV/ºC [5ºC – 25ºC]
+316 mVshe + 0.9 mV/ºC [–20ºC]
+316 mVshe – 18 mV
+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 preempaquetados en un relleno rico en sulfatos/bentonita, parecido al que se usa con
los ánodos galvánicos de magnesio y zinc.
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5:5
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.
-900 mV
El medidor muestra un
signo negativo. Registre
un potencial de
estructura negativo
Voltímetro
Celda de
Referencia
900 V
Voltímetro
El medidor muestra una
lectura positiva. Registre
un potencial de
estructura negativo
Celda de
Referencia
Electrolito
Electrolito
Estructura
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
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5:6
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.
R tl,1
R r,e
Rm
R tl,2
donde
R tl,3
Im
Rp ,e
E true
Rm = resistencia de entrada del voltímetro
Rt,l = resistencia del cable de medición
Rp,e = resistencia tubo-tierra
Rr,e = resistencia referencia-tierra
Im = corriente en el medidor
Etrue = Ep - Eref
pero se asume que Erf es igual a cero
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
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
[5-4]
Vm = Etrue – [Vtl,1 + Vtl,2 + Vtl,3 + Vp,e + Vr,e]
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5:7
Vcirc equivaldrá a todas las caídas de tensión del circuito, excepto la caída de
tensión del medidor
Vm
luego:
=
E true − Vcirc
E true
Etrue = ImRt y Vcirc = ImRcirc
y luego de reemplazar:
Vm
E true
y:
Etrue – Vcirc
Dividiendo ambos lados por Etrue
Vm
E true
pero:
=
=
I m (R t − R circ )
I m (R t )
Rt – Rcirc = Rm
Vm
E true
=
Rm
Rt
[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 tuberíatierra (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
Rt
= 3Rtl + Rp,e + Rr,e + Rm
= 3(0.01) + 10 + 105 + 106
= 1.1 MΩ
A partir de la Ecuación 5-5
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Vm
=
Vm
=
5:8
Rm
× Et
Rt
1.0 M Ω
× 1000 mV = 909 mV
1.1 M Ω
esto constituye un error de:
1000 − 909
× 100 = 9%
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).
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5:9
agujero
pequeño
small diameter
lleno
agua
holecon
filled
with
jabonosa
a soapy water
Tubo de PVC
suelo seco
o
congelado
arcilla
a) suelo seco o tierra congelada
b) asfalto u hormigón
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.
E true =
Vh (1 − K)
Vh
1− K
Vl
[5-6]
donde:
Etrue
K
Rl
Rh
Vl
Vh
=
=
=
=
=
=
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potencial verdadero (V)
razón entre las resistencias de entrada Rl/Rh
menor resistencia de entrada
mayor resistencia de entrada
voltaje medido con la menor resistencia de entrada
voltaje medido con la mayor resistencia entrada
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5:10
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:
E true =
=
- 800 mV (1 − 0.1)
⎛ - 800 mV ⎞
⎟⎟
1 − 0.1 ⎜⎜
650
mV
⎠
⎝
- 720 mV
1 − 0.123
=
- 720 mV
0.877
=
- 821 mVcse
Etrue es igual al potencial polarizado.
Además, la resistencia total del circuito (Rt) puede determinarse usando la
Ecuación 5-5.
Rt =
=
R m × E true
Vm
10 MΩ × 821 mV
800 mV
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
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5:11
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
rd
Fuente: Parker, Marshall and Peattie, Edward, Pipeline Corrosion and Cathodic Protection, 3 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.
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5:12
electrodo deereferencia
reference
lectrode
punto de
structure
drenaje
de la
drain
point
estructura
Ep
Ve
dispersor
groundbed
A
Icp
Fuente
CP
de PC
Source
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
donde:
[5-7]
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.
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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.
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I
I
I
Vp
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.
V1
Icp
Vp
V2
1
Vp
2
Icp
Fuente
CP currentde
source
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
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[5-10]
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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
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despolarice significativamente durante el relevamiento. Esta respuesta de
potencial se muestra en la Figura 5-13.
Potencial
Potencial OFF
Caida IxR
Potencial ON
t 1 t2
t3 t4
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 instantoff 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.
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on-potential
Potencial
ON
-0.6
Potencial
instant-OFF
instant-off
potential
-0.7
-0.8 -850 mV
cse
-0.9
criterio
criterion
-1.0
A
-1.1
B
-1.2
Distancia
Distance
Figura 5-14: Ejemplo de Datos Obtenidos Mediante un Relevamiento de Potencial Paso-a-Paso en
Función de la Distancia tanto para Potenciales ON como Instant-Off
Usando el modelo de circuito de Randle de la interfase de electrodo que se
muestra 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)
donde:
Vm
where:
Ep
Cdl = capacitancia de doble
capa
2
Cdl = double layer capacitance
(1-200
µF/cm2) de polarización
Rp = resistencia
(1-10 resistance
Ω-cm )
Rp = polarization
(1-104 Ω-cm2)
Rp
4
Re
2
Re = resistencia de la superficie
Icp
of steel
surface remoto
Re = resistance
de acero
al terreno
to remote earth
= diferencia
de potencial
difference
(volts) (voltios)
E = pEotential
acero
steel
Cdl
Suelo
(electrolito)
soil (electrolyte)
Figura 5-15: Ilustración de la Técnica de Interrupción de la Corriente para Minimizar los Errores
por Caída de Tensión Utilizando el Modelo de Randle de la Interfase Electrodo/Electrolito
Si hay una inductancia significativa en el circuito de protección catódica, o si la
corriente es grande, puede aparecer un pico positivo en el potencial al interrumpir
la corriente, como vemos en la Figura 5-16.
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pico
posipositivo
tive spike
Potencial
Potencial
OFF
'OFF' Potential
'ON' Potential
Potencial
ON
t2
t1
Tiempo
Time (m
(msec)
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.
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5:19
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 recirculantes. Una corriente re-circulante es una corriente post-interrupción entre
áreas más y menos polarizadas sobre una estructura, como vemos en la figura 517, o entre tuberías paralelas, donde una de las tuberías está más polarizada que la
otra.
corriente re-circulante (Ir)
recirculating current (Ir)
zona
polarizada
highaltamente
ly polarized
area
zona
menos
polarizada
lesser
polarize
d area
T/R
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 transformadorrectificador 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 recirculantes 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.
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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.
Vm
al cable de medición del tubo
Vs,a
A
Vs,c
B
C
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.
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Caída IxR Total en Von (mV)
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.
A
extrapolación
extrapolation
3
Von,2
2
Von,1
Vs,2
Caida de potencial lateral
1
Vs,1
t (mV)
Figura 5-19: Gráfico de los Datos Obtenidos Mediante la Técnica de Reducción de la Corriente por
Etapas (Stepwise Current Reduction)
Paso
Paso
Graficar Vs,a o Vs,c sobre las abscisas con la corriente total
Reducir Icp, calcular ΔVs1, y ΔVon,1;
graficar ΔVs1 y ΔVon,1 para obtener el punto
y graficar ΔVs2 y ΔVon,2 para obtener el
Paso
Repetir el Paso
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.
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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.
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al cable de medición del tubo
5:23
electrodo de referencia
cercano a la superficie
de la estructura
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.
tubo de acometida
desnudo
Vm
Figura 5-21: Electrodo de Referencia Ubicado cerca de un Tubo de Acometida Desnudo
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5:24
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.
al cable de
medición del tubo
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
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5:25
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.
referencede
electrodo
electrode
referencia
soil tube
tubo
de suelo
cupón
de acero
steel coupon
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.
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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.
Electrodo
deElectrode
referencia
Reference
Duplicate
Leads
Cables
duplicados
Conducto
de plástico
Plastic Conduit
Nivel
de la
superficie
Ground
Level
Cupones /
Coupons/
Conductos
Conduit
Suelo
Soil
Reference
Tube
Tubo
de Referencia
(Filledcon
w/soil
to
(relleno
suelo
ground
level)
hasta
el nivel
de la
superficie)
Suelo
Soil
Conducto
de plástico
Plastic Conduit
Cupones
Coupons
(cercanos
al caño)
(placed near
pipe)
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.
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5:27
Cantidad de Veces
60
50
40
30
20
10
0
Cupón Suelo ΔEΔoffE(mV)
Coupon-to-Soil
off (mV)
Figura 5-26: Diferencia entre el Potencial del Cupón al Desconectarse y el Potencial Cupón-Tubo,
con la Corriente de Protección Catódica Interrumpida
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.
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.
Cantidad de Veces
25
20
15
10
5
0
del Cupón
a Nivel menos
CoPotencial
upon Potential
at Grade
minus Tubo
Tube(mV)
(mV)
Figura 5-27: Diferencia entre el Potencial del Cupón Desconectado Medido con la Referencia a
Nivel o dentro del Tubo de Suelo
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.
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 instantoff 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.
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5:28
-0.0
Correlation
1:11:1
Correlación
-0.2
Eoff del Caño (V,CSE)
±100mV
-0.4
-0.6
-0.8
-1.0
-1.2
-1.4
-1.6
-1.6
-1.4
-1.2
-1.0
-0.8
-0.6
-0.4
-0.2
-0.0
Eoff
del Cupón
Coupon
Eoff(V,CSE)
(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
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5:29
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.
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5:30
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
de 2” (nom.)
Figura 5-29a: Fotografía de un Cupón
Vertical Libre de Caída Óhmica
Figura 5-29b: Esquema de un Cupón
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.
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5:31
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.
Edecayed-off
Potencial (mVCSE)
Ecorr,s
decaimiento
de la
polarization
polarización
decay
polarization
formación
de
la polarización
formation
IR drop
Einstant-off
Einstant-on
Caída
óhmica
IR drop
formación
de la
polarization
polarización
formation
Eon
t1
t2
t3
Tiempo
Time
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
Einstant-off – Ecorr ≥ 100 mV
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[5-15]
[5-16]
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5:32
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.
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5:33
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
A
Vd,cp
Rcp
Icp
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.
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5:34
Por ejemplo, según la ley de Ohm en la Figura 5-31:
I cp =
Vd,cp
[5-18]
R cp
pero con el amperímetro conectado en el circuito en serie, la corriente medida
en el amperímetro (Im) está dada por:
Im =
Vd,cp
R cp + R m
[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 532, puede producirse un error apreciable.
estación
de
negative
bonding
station
retorno
negativo
estación
retorno
negative de
bonding
negativo
station
A
transformador
transformerrectificador
rectifier
Rammeter
Ramperímetro
= .01 ohm
Vd = I x Rdrain
cablecable
drenaje
= 1 x .01 = 10mV
Rdraindrenaje
Rcable
cable
= .01 ohm
I1
I2
I3
I4
pipe
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
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5:35
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.
V
shunts
equally
de igual
rated
resistencia
shunts
I1
I2
I3
I4
IT
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 mA ×
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[5-20]
Vrating
I rating
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5:36
= 5 mA ×
Vshunt =
.050 V
5A
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
tube
tubo soil
de suelo
steel coupon
cupón
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
=
Icpn
=
10 µA/cm2 × 10 cm2
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
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5:37
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.
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5:38
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 535.
campo
magnético
magnetic
field
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.
B
B
B
Im
copper
placa
de plate
cobre
Im
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
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5:39
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.
corriente
en
earth
la
tierra
current
sea
pinza
clamp
sea
pinza
clamp
+0.9 A
+0.4 A
indicator
indicador
La corriente
la tierra
la tubería
investigada
esAde
Earthen
current
leaque
vingabandona
subject pipeline
is 0.9
- 0.4 = 0.5
. 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 .
It
1
2
3
4
Rp
Figura 5-38: Calibración de un Tramo para Medición de Corriente en una Tubería
La resistencia del tubo entre los cables de medición
la ley de Ohm:
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y
se calcula a partir de
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Rp =
5:40
ΔV2-3
ΔI t
[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:
Rp =
Rp =
+ 21 mV − (-19 mV)
10 A
+ 40 mV
10 A
=
4mΩ
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:
I residual =
21 mV × 0.25 A/mV
= 5.25 A
en dirección de 2 a 3.
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5:41
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
s
120o
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.
Distancia entre med. (pies)
16
14
12
10
8
6
4
2
0
0
1
2
3
4
5
Depth (feet)
Profundidad
(pies)
9
Pearson, J.M., Concepts and Methods of Cathodic Protection, Part 2, The Petroleum Engineer, April,
1994, p. 200.
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5:42
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.
Distancia Circunferencial
Relativa de Relevamiento (%)
100
*
100 = averaging 100% of circumference
90
80
70
60
50
40
30
20
10
0
0.00 0.10
0.20
0.30 0.40
0.50
0.60
0.70 0.80 0.90
1.00
Diameter/Depth
Ratio
Razón
Diámetro / Profundidad
*
_
E(ground
E(top pipe
E*(superficie
surface)
level)
superior
del caño) - E(nivel
de la superficie)
_
E(superficie
E(average)
(top pipesuperior
surface)
del caño) - E
(promedio)
x 100%
Figura 5-41: Distancia Relativa de Relevamiento Circunferencial En Función de la Relación entre
Diámetro y Profundidad del Tubo
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5:43
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 finitos 10 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.
reference
electrodedel
cable
de medición
test lead de referencia
electrodo
Im = Im1 + Im2
rotura
la
break en
in cable
insulationdel caño reference
aislación
electrodo de
electrode
referencia
o
agua
water
120
Im1
Im2
pipe
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.
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5:44
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.
error50demV
50error
mV
-950 mV
-900 mV
Icp
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).
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5:45
La presencia de tuberías paralelas interconectadas, como las de la Figura 5-44,
también puede producir errores en las mediciones de potencial.
puente
bond
eléctrico
t
P1
s
P2
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
11
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
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.
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Bien recubierto
5:46
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.
Voltímetro
de Alta
High Resistance
Resistencia
Voltmeter
Copper/Copper
Sulfate
Electrodo
de referencia
de
eference
Electrodes
Rcobre
/ sulfato
de cobre
Soil
Suelo
Current to
Defect
Corriente
hacia
la falla
Tubería
Pipeline
Potential
Gradiente Gradient
de Potencia
Falla enCoating
el revestimiento
Defect
Tubería
CoatedRecubierta
Pipeline
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,
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5:47
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:
ρe
i
Vg
= gradiente de potencial (V/unidad de longitud)
= resistividad del terreno
= 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 TM01022002 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.
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5:48
V2
V1
Es
L
I1
I2
Isect
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:
R sect =
donde:
ΔVave =
Isect =
ΔVave
I sect
[5-24]
ΔV1 + ΔV2
2
ΔI2 – ΔI1
Reemplazando los datos de campo en la Ecuación 5-24 obtenemos:
R sect =
Rsect =
1.10 V + 0.80 V
2
2.80 A − 2.70 A
=
0.95 V
0.1 A
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.
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5:49
r′c = Rsect@1000 Ω-cm × As
donde:
R sect@1000 Ω-cm = R sect ×
[5-25]
1000
ρtest
πdLs = superficie del tramo de tubería
As =
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 Ωcm será:
r ′c = 9.5 Ω ×
1000 Ω - cm
× 3.14 × 0.6 m × 2000 m
6500 Ω - cm
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.
g ′c =
por lo tanto:
g ′c =
1
5507 ohm - m 2
1
r ′c
[5-26]
= 1.82 × 10 -4 S/m 2
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
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Tuberías Largas
con Pocos
Accesorios
Conductancia Específica Promedio
Excelente
g′
Siemens/ft2
<1 x 10-5
g′
Siemens/m2
<1 x 10-4
Buena
1 x 10-5 a 5 x 10-5
Regular
Mala
Caño desnudo
(2 a 12”)
(5 a 30 cm.)
Calidad
Distribución de
Agua o Gas con
Muchos
Accesorios
5:50
Resistencia Específica
Promedio
r′c
Ω-ft2
Ω-m2
>105
>104
1 x 10-4 a 5 x 10-4
2 x 104 a 105
2 x 103 a 104
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
>1 x 10-4
>1 x 10-3
<104
<103
4 x 10-3 a 2 x 10-2
4 x 10-2 a 2 x 10-1
50 a 250
5 a 25
Conductancia Específica Promedio
Resistencia Específica
Promedio
r′c
g′
Siemens/m2
<5 x 10-4
Ω-ft2
Ω-m2
Excelente
g′
Siemens/ft2
<5 x 10-5
>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
Caño desnudo
(2 a 12”)
(5 a 30 cm.)
>5 x 10-4
>5 x 10-3
<2 x 103
<2 x 102
4 x 10-3 a 2 x 10-2
4 x 10-2 a 2 x 10-1
50 a 250
5 a 25
Calidad
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5:51
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.
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5:52
Es,oc
'
Es,oc
Es,p
'
Es,p
'
Criterion
E Es,p
Es,p
Ea,oc
Ea,p
increased
surface area
mayor
superficie
coating de
- -deterioro
delterioration
revestimiento
short
- -corto
lectrical
failed
isolation
- -falla
enela
aislación
eléctrica
increased aeration
mayor aireación mayor
increased agitation
agitación mayor
increased temperature
temperatura mayor
increased acidity
Ea,p acidez
mayor
increased
i ac iac
'
0
Icp
I'cp
Corriente
de PC
CP
Current
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:
HO
H+ + e–
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.
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5:53
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.
E'p,a
E'a,p
Ep,a
E
Ea,p
pasivación
passivation
consumo
del ánodo
anode consumption
bloqueo
de gases
gas blocking
loss of anodes
pérdida
de ánodos
poor backfill
relleno
malo
low temperature
baja
temperatura
E'a,oc
Ea,oc
Es,oc
E'p,s
Ep,s
Criterio
Criterion
I'cp
Corriente
de
PC
CP Current
Icp
Figura 5-48: Aumento de la Polarización Anódica en un Sistema por Corriente Impresa
Ec,oc
E'c,p
E
E'a,p
Ec,p
Ea,p
E'a,oc
más OH-, mayor
pH
increased [OH-], increased pH
menor
agitación
decreased agitation
menor
temperatura
decreased
temperature
menor
superficie
decreased
surface area
más
iones passivating
pasivantesions
increased
mayores
de Mn+
increasedconcentraciones
Mn+ concentrations
Ea,oc
I'corr
0
Icorr
Corriente
de Corrosión
Corrosion
Current
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
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5:54
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.
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Es,oc
E
E's,p
Criterio
Criterion
Es,p
E's,p
Rinc
Ea,p
E'a,p
Ea,oc
Es,p
Ea,p
I'cp
Corriente
de PC
CP
Current
Icp
Figura 5-50: Aumento de Resistencia en un Sistema Galvánico de PC
E'a,on
Ea,on
Ea,p
E
Ea,p
E'a,p
E's,p
E'a,p
Rcp,inc
Ea,oc
Es,oc
E's,p
Es,p
E's,p
Criterio
Criterion
E's,on
I'cp
Corriente
de PC
CP Current
Es,p
Es,on
Icp
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
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5:56
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 arcilla 12 .
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 despolarizaciónresistencia 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.
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5:57
E's,oc
Es,oc
E's,p
E's,p
Despolarización
depolarization
E
Criterio
Criterion
Es,p
Ea,p
E'a,p
Ea,oc
Rinc
Es,p
Ea,p
E'a,p
I'cp
Corriente
de PC
CP
Current
Icp
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
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5:58
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
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Line
Línea
protector
lightning
descargas
arrester
atmosféricas
5:59
Neutral
Neutro
AC INPUTAC
ENTRADA
circuit breaker
interruptor
primary wprimario
inding
bobinado
transformer
transformador
secondary
winding
bobinado
secundario
regulación
fine taps fina
coarse
taps
regulación
gruesa
fusible
fuse
stack
puente
ammeter
amperímetro
shunt
fuse
fusible
lightning adescargas
rrester
protector
DC
OUTPDC
UT
SALIDA
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
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5:60
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.
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Tensión
Entrada
AC
No
Problema externo al
rectificador del lado
de la entrada
Salta el
Interruptor
No
Circuito transitorio o
bajó la resistencia
del circuito. Volver
a la condición de
regulación anterior
Si
Si
Salta el
Interruptor
5:61
No
Ubicar donde está
abierto el circuito
encontrado
componente con
caida de potencial
Si
Desconectar cable
salida y reconectar
interruptor
Salta el
Interruptor
Reducir la tensión
regulada y
reconectar
nterruptor
No
Corto en el circuito
de salida
Si
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
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5:62
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.
Eficiencia T/R
donde:
y:
donde:
Pdc,out = Eo × Io
Pac,in =
=
Pdc, out
× 100
Pac,in
3600 NK
t
[5-27]
[5-28]
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.
W =
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I dc × E dc × t
1000 × Eff.
[5-29]
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donde:
W =
Idc =
Edc =
t =
5:63
consumo total de energía AC (kW-h)
salida de corriente promedio (A)
tensión de salida promedio (V)
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.
t =
W × 1000 × Eff
Idc × E dc
[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.
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5:64
INICIO
No
¿El potencial medido
es inferior al criterio?
Si
Investigar
¿Hay una resistencia
alta en el circuito
de medición?
Si
No
- res. de contacto del elec. de ref.
- continuidad de los cables de
- medición
- todas las conexiones
Investigar
¿Ha cambiado Icp?
mayor
o igual
- ¿mayor aireación?
- ¿mayor agitación?
- ¿mayor temperatura?
- ¿menor pH?
- ¿deterioro del revest.?
- ¿corto eléctrico?
No
Investigar
Investigar
- Ea,p
- Ea,oc
- salida del
rectificador
menor
¿Ha cambiado Rcp?
mayor
- aumento resist. suelo
- cables rotos
- consumo del ánodo
- rectificador (5.8.4)
- polarización del ánodo
igual
Investigar
¿Hay interferencia por
corrientes vagabundas?
Si
- fuente de la interferencia
- ensayos de interferencia
- mitigar (Capítulo 3)
No
¿Se requiere
más PC?
Si
Instalar la PC requerida.
No
FINAL
Figura 5-55: Diagrama de Flujo para Resolución de Problemas de Protección Catódica
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5:65
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 semilogarítmico.
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)
Ecorr, estructura
Corriente (mA)
= –550
Diseño:
Ecorr, anodo
Eestructura
Eanodo
= –1,500
= –1,000
= –1,300
= 100
= –700
= –1,200
= 1,000
Real:
Eestructura
Eanodo
Problema 2:
Potenciales (mV)
Ecorr, estructura
Corriente (mA)
= –550
Diseño:
Ecorr, anodo
Eestructura
Eanodo
= –1,500
= –1,000
= –1,300
= 100
= –600
= –650
= –1,100
= 15
Real:
Eestructura
Eanodo
Ecorr, anodo
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Problema 3:
Potenciales (mV)
Ecorr, estructura
Corriente (mA)
= –550
Diseño:
Ecorr, anodo
Eestructura
Eanodo
= –1,500
= –1,000
= –1,300
= 100
= –700
= –1,450
= –1,500
= 20
Real:
Eestructura
Eanodo
Ecorr, anodo
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.
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Road
Calle
Pipeline
Tubería
Anodeanódico
Bed
Lecho
-0.7
VP/S
(Vcse)
-0.8
Potentia
l Cpotencial
riterion
Criterio
de
-0.9
-1.0
Esquema 5-1:
Planta y Perfil de Potencial de una Tubería Enterrada con Protección Catódica
Aplicada
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Experimento 5-1
Para Demostrar los Cuatro Métodos para Minimizar el
Error por Caída Óhmica en una Medición de Potencial
3
2
1 cm
4
mag
anode
1
A
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.
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5:69
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
Esquema del Experimento 5-2
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.
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5:70
Paso E: Uso de un Cupón de Protección Catódica y un Tubo de
Referencia
V
R
A
tubo de referencia de PVC de
5/8” de diámetro
varilla revestida del cupón
ánodo de
magnesio
extremo desnudo del cupón (1/8” dia.)
Esquema del Experimento 5-3
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
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Paso
5:71
Potenciales Estructura-Electrolito (mV/CSE)
Ubicación del Electrodo de Referencia
Otra
Icp
Comentarios
B
ON
OFF
IRcalc.
C
ON
D
VS,2
V2,4
(1)
Icp Total
10 Ω
ΔVS Calc.
ΔV2,4 Calc.
ΔVS Calc.
ΔV2,4 Calc.
100 Ω
E
Superficie del agua
Dentro del Tubo de
Referencia
Cupón
Cupón
Cupón
conectado
Cupón
desconectado
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APPENDIX A
ANODE SPECIFICATIONS
Table I
Packaged Magnesium Anodes
C
*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.
ANODE
TYPE*
D
B
A
MAGNESIUM CASTING DIMENSIONS (in.)
PACKAGE DIMENSIONS (in.) & WEIGHT (lb.)
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#
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Appendix A – Anode Specifications
Table II
Zinc Packaged Ground Anodes
TYPE
WEIGHT
ZA5
5
ZA6
6
ZA9
9
ZA12
12
ZA18
18
ZA24
24
ZA30
30
ZA48
48
ZA60
60
SIZE
1.4” × 1.4” × 110”
1.4” × 1.4” × 112”
1.4” × 1.4” × 118”
1.4” × 1.4” × 224”
1.4” × 1.4” × 336”
2” × 2” × 24”
1.4” × 1.4” × 660”
2” × 2” × 48”
2” × 2” × 60”
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A:2
Appendix A – Anode Specifications
A:3
Table IIIA
High Silicon Iron Tubular Anodes
TYPE
DIMENSIONS (Inches)
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
A∅
D∅
H
L
When ordering Compression Wedges Specify: Style 1 (Crimp) or Style 2 (Solder)
SHIPPING INFORMATION
Anode Type
TUBE ANODES PER CRATE
Small Crate
Large Crate
GROSS WEIGHT (lbs.)
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
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Appendix A – Anode Specifications
A:4
Table IIIB
High Silicon Iron Solid Chill Cast Anodes
TYPE
STYLE
EHA
1 (PIN)
2 (LEAD)
DIMENSIONS
3" dia.
WEIGHT
AREA
(lbs.)
(sq.ft.)
44
2.6
26
2.0
60
2.7
110
4.0
43
2.6
2" dia.
60"
2" dia.
EHK
1-1/2" dia.
2 (LEAD)
60"
3" dia.
EHM
2" dia.
3" dia.
1 (PIN)
2 (LEAD)
60"
4" dia.
EHR
1 (PIN)
2 (LEAD)
3" dia.
60"
2" dia.
SHA
2 (LEAD)
60"
SHIPPING INFORMATION
Anode Type
SOLID ANODES PER CRATE
Small Crate
Large Crate
GROSS WEIGHT (lbs.)
Small Crate
Large Crate
EHA, SHA
50
80
2350
3720
EHM
45
--
2800
--
EHK
70
126
1990
3502
EHR
24
--
2740
--
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Appendix A – Anode Specifications
A:5
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
Pt Thickness
µ-in. (2X)**
Anode Life*
AY/ft. (2X)
22
300
373
.025
50
200
166
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)
40
.007
4102
25
(50)
2.5
(5)
Diameter
inches
%
Nb
Nb Thickness
inches
Resistance
microhm/ft
.750
20
.038
.500
20
.375
.063
*Based on 0.08 g/Amp-Year
**Double Platinum Thickness
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Appendix A – Anode Specifications
A:6
Table VI
Graphite Cylindrical Anodes
Anode Size
3” x 30”
3” x 60”
4” x 80”
Anode Weight
14 lb
27 lb
68 lb
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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
Inch
Cm
4
10
6
Schedule
Wall
Thickness
OD
Number
Weight
Per ft Per m
Linear Res
Per ft Per m
Inch
Cm
Inch
Cm
lbs
kg
ohms
ohms
4.500
11.4
0.237
0.602
10.79
4.90
2.001E-05
6.582E-05
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
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
40
40
CP 3–Cathodic Protection Technologist Course Manual
© NACE International, 2004
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
Inch
Cm
18
46
18
Schedule
Number
OD
Wall
Thickness
Weight
Per ft Per m
Linear Res
Per ft Per m
Inch
Cm
Inch
Cm
lbs
kg
ohms
ohms
10
18.000
45.7
0.250
0.635
47.40
21.52
4.555E-06
1.494E-05
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
CP 3–Cathodic Protection Technologist Course Manual
© NACE International, 2004
APPENDIX C
METRIC CONVERSION TABLE
U.S. Customary/Metric Conversions
for Units Commonly Used in Corrosion-Related Literature
1 A/ft2
1 acre
1 A-h/lb
1 Angstrom
1 atm
1 bar
1 bbl, oil (U.S.)
1 bpd (oil)
1 BTU
1 BTU/ft2
1 BTU/ft2/h
1 BTU/ft2/h/F
1 BTU/ft2/h/F/in.
1 BTU/h
1 cfm
1 cup
1 cycle/s
1 ft
1 ft2
1 ft3
1 ft-lb (force)
1 ft-lb (torque)
1 ft/s
1 gal (Imp.)
1 gal (U.S.)
1 gal/bag (U.S.)
1 grain
1 grain/ft3
1 grain/100 ft3
1 hp
1 microinch
1 in.
1 in.2
1 in.3
1 in.-lb (torque)
1 in. mercury
1 in. water
= 10.76 A/m2
= 4,047 m2 = 0.4047 ha
= 2.205 A-h/kg
= 10-4 µm = 10-10 m = 0.1 nm
= 101.325 kPa
= 100kPa
= 159.0 L
= 159 L/d
= 1,055 J
= 11,360 J/m2
= 3.152 W/m2 (K-factor)
= 5.674 W/m2-K
= 0.144 W/m-K
= 0.2931 W
= 28.3 L/min = 0.0283 m3/min = 40.75 m3/d
= 236.6 mL
= 1 Hz
= 0.3048 m
= 0.0929 m2 = 929 cm2
= 0.02832 m3 = 28.32 L
= 1.356 J
= 1.356 N-m
= 0.3048 m/s
= 4.546 L = 0.004546 m3
= 3.785 L = 0.003785 m3
= 89 mL/kg (water/cement ratio)
= 0.06480 g = 64.80 mg
= 2.212 g/m3
= 22.12 mg/m
= 0.7457 kW
= 0.0254 µm = 25.4 nm
= 2.54 cm = 25.4 mm
= 6.452 cm2
= 16.387 cm2 = 0.01639 L
= 0.113 N.m
= 3.387 kPa
= 248.8 Pa
Do Not Use
Use Instead
are
candle
candlepower
fermi
gamma
micron
millimicron
mho
γ (mass)
λ (volume)
1 are
1 candle
1 candlepower
1 fermi
1 gamma
1 micron
1 millimicron
1 mho
1γ
1λ
1 kg/mm2
1 kilocalorie
1 knot
1 ksi
1 lb
1 lb/ft2
1 lb/ft3
1 lb/100 U.S. gal
1 lb/1,000 bbl
1 mA/in2
1 mA/ft2
1 MBPD (oil)
1 mile
1 sq. mile
1 mi. (naut.)
1 mil
1 MMCFD
1 mm mercury
1 mph
1 mpy
1 N/mm2
1 oz
1 oz fluid (Imp.)
1 oz fluid (U.S.)
1 oz/ft2
1 oz/U.S. gal
1 part/1,000 bbl
1 psi
1 qt (Imp.)
1 qt (U.S.)
1 teaspoon (tsp)
1 ton (short)
1 torr
1 U.S. bag cement
1 yd
1 yd2
1 yd3
= 9.807 MPa
= 4.184 kJ
= 0.515 m/s
= 6.895 MPa
= 453.6 g = 0.4536 kg
= 47.88 Pa
= 0.01602 g/cm3
= 1.1981 g/L
= 2.852 mg/L
= 0.155 mA/cm2
= 10.76 mA/m2
= 159 kL/d
= 1.609 km
= 2.590 km2
= 1.852 km
= 0.0254 mm = 25.4 µm
= 2.83 × 104 m3/d
= 0.1333 kPa
= 1.609 km/h
= 0.0254 mm/y = 25.4 µm/y
= 1 Pa
= 28.35 g
= 28.41 mL
= 29.57 mL
= 2.992 Pa
= 7.49 g/L
= 2.32 mg/L
= 0.006895 MPa = 6.895 kPa
= 1.1365 L
= 0.9464 L
= 4.929 mL
= 907.2 kg
= 133.3 Pa
= 42.63 kg (94 lb)
= 0.914 m
= 0.8361 m2
= 0.7646 m3
Miscellaneous Units Not to Be Used
= 1 dam2 = 100 m2
= 1 cd
= 1 cd
= 1 fm = 10-15 m
= 1 nT
= 1 µm = 10-6 m
= 1 nm = 10-9 m
= 1S
= 1 µg
= mm3 = 1 µL = 1mm3
CP 3–Cathodic Protection Technologist Course Manual
© NACE International, 2005
calorie
conventional millimeter of mercury
grade (1 grade = (π/200) rad)
kilogram-force
langley ( 1 langley = 1 cal/cm2)
metric carat
metric horsepower
millimeter, centimeter, or meter of water
standard atmosphere (atm = 101.325 kPa)
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
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
5
50
.01
.1
Red (MCM)
2
200
.1
.01
Red (Cott)
.5
50
.1
.01
Yellow(MCM)
8
80
.01
.1
Orange (MCM)
25
25
.001
1
Holloway Type
J.B. Type
Agra-Mesa
Cott or MCM
CP 3–Cathodic Protection Technologist Course Manual
© NACE International, 2005
NACE GLOSSARY OF CORROSION-RELATED TERMS
A
AERATION CELL
[See Differential Aeration Cell.]
AIR DRYING
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 highvelocity 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
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.
Type of resin polymerized from
acrylic acid, methacrylic acid,
esters of these acids, or
acrylonitrile.
AMPHOTERIC METAL
ACTIVATOR
ANAEROBIC
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.
A metal that is susceptible to
corrosion in both acid and
alkaline environments.
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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NACE GLOSSARY OF CORROSION-RELATED TERMS
ATTENUATION
Electrical losses in a conductor
caused by current flow in the
conductor.
(also known as clamshell marks,
conchoidal marks, and arrest
marks).
BETA CURVE
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
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).
BRACELET ANODES
Galvanic anodes with geometry
suitable for direct attachment
around the circumference of a
pipeline. These may be halfshell bracelets consisting of two
semi-circular sections or
segmented bracelets consisting
of a large number of individual
anodes.
BINDER
The nonvolatile portion of the
vehicle of a formulated coating
material.
BRITTLE FRACTURE
BITUMINOUS COATING
BRUSH-OFF BLAST
CLEANED SURFACE
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.
Fracture with little or no plastic
deformation.
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.]
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.
BEACH MARKS
The characteristic markings on
the fracture surfaces produced
by fatigue crack propagation
by moisture (also known as
blooming).
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.
BLUSHING
Whitening and loss of gloss of a
coating, usually organic, caused
CALCAREOUS DEPOSIT
[See Calcareous Coating.]
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NACE GLOSSARY OF CORROSION-RELATED TERMS
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, carbonitriding, nitriding, induction
hardening, and flame hardening.
CASEIN PAINT
Water-thinned paint with vehicle
derived from milk.
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
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.
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.
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.
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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NACE GLOSSARY OF CORROSION-RELATED TERMS
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 asspecified 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 cementbased 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, opencircuit potential, or freely
corroding potential).
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NACE GLOSSARY OF CORROSION-RELATED TERMS
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.]
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.]
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.)
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
CURRENT DENSITY
The current to or from a unit area
of an electrode surface.
The removal of factors resisting
the current in an electrochemical
cell.
CURRENT EFFICIENCY
DEPOSIT ATTACK
The ratio of the electrochemical
equivalent current density for a
specific reaction to the total
applied current density.
Corrosion occurring under or
around a discontinuous deposit
on a metallic surface (also known
as poultice corrosion).
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NACE GLOSSARY OF CORROSION-RELATED TERMS
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.
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.
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.
DRYING OIL
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
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.
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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NACE GLOSSARY OF CORROSION-RELATED TERMS
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).
the anode, resulting from higher
current density.
ELECTROLYTE
A chemical substance containing
ions that migrate in an electric
field.
ELECTROLYTIC
CLEANING
ENDURANCE LIMIT
The maximum stress that a
material can withstand for an
infinitely large number of fatigue
cycles.
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.
ENVIRONMENT
ELECTROMOTIVE FORCE
SERIES
Brittle fracture of a normally
ductile material in which the
corrosive effect of the
environment is a causative
factor.
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 surroundings or conditions
(physical, chemical, mechanical)
in which a material exists.
ENVIRONMENTAL
CRACKING
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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NACE GLOSSARY OF CORROSION-RELATED TERMS
EPOXY
EXTERNAL CIRCUIT
FILM
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.
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.
A thin, not necessarily visible
layer of material.
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.
F
FINISH COAT
[See Topcoat.]
FORCED DRAINAGE
Drainage applied to underground
or submerged metallic structures
by means of an applied
electromotive force or sacrificial
anode.
FATIGUE
FOREIGN STRUCTURE
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.
Any metallic structure that is not
intended as a part of a system
under cathodic protection.
FATIGUE STRENGTH
The maximum stress that can be
sustained for a specified number
of cycles without failure.
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.
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.
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.
technique whereby an electrode
is maintained at a constant
current in an electrolyte.
FURAN
GENERAL CORROSION
Type of resin formed by the
polymerization or
polycondensation of furfuryl,
furfuryl alcohol, or other
compounds containing a furan
ring.
Corrosion that is distributed more
or less uniformly over the surface
of a material.
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
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
Deterioration of gray cast iron in
which the metallic constituents
are selectively leached or
converted to corrosion products,
leaving the graphite intact.
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.
GRAPHITIZATION
HAND TOOL CLEANING
GRAPHITIC CORROSION
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.]
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
GRIT
[See Curing Agent.]
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.
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
GROUNDBED
One or more anodes installed
below the earth's surface for the
purpose of supplying cathodic
protection.
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.
H
HIGH-PRESSURE WATER
CLEANING
HALF-CELL
A pure metal in contact with a
solution of known concentration
of its own ion, at a specific
temperature, develops a potential
Water cleaning performed at
pressures from 34 to 70 MPa
(5,000 to 10,000 psig).
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NACE GLOSSARY OF CORROSION-RELATED TERMS
HIGH-PRESSURE WATER
JETTING
HYDROGEN STRESS
CRACKING
Water jetting performed at
pressures from 70 to 170 MPa
(10,000 to 25,000 psig).
Cracking that results from the
presence of hydrogen in a metal
in combination with tensile
stress. It occurs most frequently
with high-strength alloys.
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 nearsurface 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.
I
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
IMPINGEMENT
CORROSION
A form of erosion-corrosion
generally associated with the
local impingement of a highvelocity, 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
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 fireprotection 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.
LOW-PRESSURE WATER
CLEANING
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.
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 ionconducting path without diffusion
between the electrode under
study and a reference electrode.
M
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.
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
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.
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.
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
exact electromotive force of an
electrochemical cell in terms of
the activities of products and
reactants of the cell.
measured with respect to a
reference electrode or another
electrode in the absence of
current.
NERNST LAYER
ORGANIC ZINC-RICH
COATING
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
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.]
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.
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
NEGATIVE RETURN
A point of connection between
the cathodic protection negative
cable and the protected
structure.
O
PAINT
NERNST EQUATION
OPEN-CIRCUIT
POTENTIAL
An equation that expresses the
The potential of an electrode
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
where aH+ = hydrogen ion activity
= the molar concentration of
hydrogen ions multiplied by the
mean ion-activity coefficient.
PLASTIC DEFORMATION
PICKLING
PLASTICITY
(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
Permanent deformation caused
by stressing beyond the elastic
limit.
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
[See Structure-to-Electrolyte
Potential.]
A plot of current density versus
electrode potential for a specific
electrode/electrolyte
combination.
PITTING
POLARIZATION DECAY
Localized corrosion of a metal
surface that is confined to a small
area and takes the form of
cavities called pits.
The decrease in electrode
potential with time resulting from
the interruption of applied
current.
PITTING FACTOR
POLARIZATION
RESISTANCE
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+)
The ratio of the depth of the
deepest pit resulting from
corrosion divided by the average
penetration as calculated from
mass loss.
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.)
POTENTIOSTATIC
Refers to a technique for
maintaining a constant electrode
potential.
POT LIFE
POLARIZED POTENTIAL
The potential across the
structure/electrolyte interface that
is the sum of the corrosion
potential and the cathodic
polarization.
The elapsed time within which a
coating can be effectively applied
after all components of the
coating have been thoroughly
mixed.
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.
POULTICE CORROSION
POLYESTER
[See Deposit Attack.]
Type of resin formed by the
condensation of polybasic and
monobasic acids with polyhydric
alcohols.
POURBAIX DIAGRAM
POSTWELD HEAT
TREATMENT
Heating and cooling a weldment
in such a way as to obtain
desired properties.
[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.]
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
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.]
[See Potentiodynamic.]
POTENTIOSTAT
An instrument for automatically
maintaining a constant electrode
potential.
R
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
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.
using a cement sack, gunny
sack, or sponge rubber float.
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
SACRIFICIAL ANODE
[See Galvanic Anode.]
SHIELDING
(1) Protecting; protective cover
against mechanical damage. (2)
Preventing or diverting cathodic
protection current from its natural
path.
SACRIFICIAL
PROTECTION
SHOP COAT
Reduction of corrosion of a metal
in an electrolyte by galvanically
coupling it to a more anodic
metal (a form of cathodic
protection).
SHOT BLASTING
SCALING
(1) The formation at high
temperatures of thick corrosionproduct 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.
One or more coats applied in a
shop or plant prior to shipment to
the site of erection or fabrication.
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 NiCr-Fe alloys.
SLIP
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.
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
abrasive blast cleaning or as a
selected medium for shot
peening.
STEP POTENTIAL
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.
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.
SOLVENT CLEANING
STEPWISE CRACKING
Removal of oil, grease, dirt, soil,
salts, and contaminants by
cleaning with solvent, vapor,
alkali, emulsion, or steam. [See
SSPC-SP 1.]
[See Hydrogen-Induced
Cracking.]
STRAY CURRENT
Current through paths other than
the intended circuit.
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.
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-TOELECTROLYTE
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-TOSTRUCTURE 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.
STEEL SHOT
Small particles of steel with
spherical shape that are
commonly used as an abrasive in
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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
UNDERFILM CORROSION
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.
[See Filiform Corrosion.]
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 knoblike 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.)
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 nickelbase alloys, that occurs as the
result of sensitization in the heataffected 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 totalextension-under-load method
(usually at a strain of 0.5%.)
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