proyecto integrador chiavassa - fernandez bernis.pdf (12.17mb)

UNIVERSIDAD NACIONAL DE CÓRDOBA

Facultad de Ciencias Exactas, Físicas y Naturales

Proyecto Integrador

Recipiente a Presión para Almacenamiento

Industrial de Gas Propano

Alumnos:

Chiavassa, José Luis 32934614

Fernandez Bernis, Daniel Adolfo 31816948

Tutores:

Ing. Massa, Julio César

Ing. Giudici, Alejandro José

Ing. Mecánica - Mecánica Electricista

-2016-

I

Queremos agradecer a los Ingenieros Julio Massa y Alejandro

Giudici por su asesoramiento y acompañamiento en el transcurso de

este trabajo, tanto en los aspectos técnicos como académicos.

Por último pero no menos importante queremos agradecer a nuestras

familias, amigos y a todas aquellas personas que con su aporte

hicieron posible el largo camino que culmina en la concreción de

nuestra carrera de grado.

III

Prólogo

El presente Proyecto Integrador surge de la necesidad de renovar los tanques de una Planta

de Almacenamiento y Distribución de Gas Propano situada en cercanías de la Ciudad de Córdoba,

los cuales están por cumplir su vida útil ya que fueron construidos hace más de 40 años. Por

ello elegimos como tema del Proyecto Integrador: ”Diseño de un Recipiente a Presión Para

Almacenamiento de Gas Propano a Nivel Industrial”, bajo el Código ASME Sección VIII

División 1 y las Normas NFPA 59 y NAG 112 a partir de parámetros de diseño en cuanto a

capacidad, dimensiones y condiciones de servicio ya fijados por las instalaciones existentes.

El desarrollo del proyecto comienza con el cálculo y dimensionamiento del recipiente

propiamente dicho en cuanto a espesores y uniones soldadas. Luego se tratan las estructuras

auxiliares y de soporte, y se dimensionan de las conexiones y se seleccionan los dispositivos

de medición y control. En la parte final se dan lineamientos para encarar el montaje del

recipiente en la planta y el listado de los principales accesorios necesarios para el montaje

A lo largo de los capítulos donde se desarrolla el análisis estructural y funcional de cada

parte involucrada se presentan brevemente los conceptos básicos necesarios para una

adecuada comprensión por aquellas personas que sintiéndose atraídas por este tema no poseen

muchos conocimientos sobre el diseño de recipientes a presión.

En primera instancia, se realiza un pre dimensionamiento del cuerpo principal del

recipiente. Luego de verificar los distintos tipos de esfuerzos y condiciones de trabajo a las

que estará sometido el tanque se pueden definir de manera concreta los espesores necesarios

de las chapas de acero constitutivas del cuerpo principal y los casquetes.

Posteriormente se define y diseña la boca de inspección ya que es uno de los

componentes críticos del recipiente, y luego del análisis de los tipos y calidades de soldadura

que se emplearán, se diseñan los soportes que fijarán todo el conjunto a las estructuras de

hormigón ya existentes.

Finalizando se eligen y dimensionan todos los elementos accesorios necesarios para el

control y operación del tanque, y se planifica el proceso de traslado y montaje en planta.

Por último se exponen las conclusiones a las que arribamos con la realización del

presente Proyecto Integrador.

V

Índice

Capítulo I Introducción

1.1 Objetivos del trabajo …………………………………………………………… 1

1.2 Organización del proyecto… ……………………………………………………… 2

1.3 Esquema del recipiente…… ……………………………………………………… 2

Capítulo II Definiciones y condiciones de diseño

2.1. Definiciones ……………………………..……………..……………………… 3

2.2. Condiciones para el diseño ……………….…………………...………………… 5

2.2.1. Presión de operación y diseño… …………………………………………………… 6

2.2.2. Temperatura de operación ………………………………...…..……………..…… 6

2.2.3. Capacidad del recipiente ………………………………………………………… 7

2.2.4. Tratamiento térmico ……………………………………………………………… 9

2.2.5. Sobre-espesor por corrosión …………………………………………………… 9

2.2.6. Prueba hidrostática… ……………………………………………………………… 9

2.2.7. Radiografiado ……………………………………………………………………. 10

2.2.8. Eficiencia de junta ……………………………………………….……………… 11

2.2.9. Selección del material …………………………………………………………… 16

2.2.10. Resumen de las condiciones de diseño …….….………………………………… 17

Capítulo III Cuerpo cilíndrico y cabezales

3.1 Cálculo de espesores por presión interna ………………………………………… 19

3.1.1 Cuerpo cilíndrico… ……………………………………………………………… 20

3.1.2 Cabezales ………………………………………………………………………… 22

3.2 Adopción de espesores comerciales… …………………………………………… 23

3.3 Verificación de espesores por tensiones ………………………………………… 25

3.3.1 Esfuerzos debido al viento ……………………………………………………… 25

3.3.2 Esfuerzos por impacto… …………………………………………………………… 27

3.3.3 Esfuerzos debido a movimientos sísmicos ……………………………………… 28

3.3.4 Esfuerzos generados por el peso propio y el contenido… ……………………….. 29

3.3.4.1 Tensiones longitudinales por la flexión…… ……………………………………… 32

3.3.4.1.1 Tensiones longitudinales en el plano de los soportes del recipiente…… ………… 32

En la parte superior …………………………………………………………… 34

En la parte inferior ……………………………………………………………… 34

Tensión de tracción ……….……………………………………………………... 34

3.3.4.1.2 Tensiones longitudinales en el plano medio del recipiente… …………………… 35

Tensión de tracción ……………………………………………………………… 35

Tensión de compresión ………………………………….……………………… 35

3.3.4.2 Tensiones de corte …………………………………………….………………… 36

3.3.4.3 Tensiones circunferenciales …………………….…………….………………… 37

3.3.4.3.1 Tensiones circunferenciales en la zona del cuerno del soporte cuando no hay anillo… 38

3.3.4.3.2 Tensiones circunferenciales en la zona del fondo del soporte …………………… 39

3.3.5 Análisis comparativo entre recipiente diseñado y el que será reemplazado ……… 40

VI

Capítulo IV Boca de inspección

4.1 Introducción ……………………………………………………………………… 43

4.2 Dimensionado del tubo de inspección ……………….………………………… 43

4.3 Dimensionamiento y selección de la brida ……….….……………………….… 45

4.4 Selección de bulones y tuercas ………………………………………………… 46

4.5 Refuerzo del orificio de inspección …………………….……………………… 48

4.5.1 Determinación de las áreas de refuerzo… ……….……………….….….………… 50

Capítulo V Uniones soldadas

5.1 Determinación del proceso de soldadura… ……………………………………… 65

5.2 Resistencia de las uniones soldadas (boca de inspección) … ….….……………… 68

5.2.1 Tensión admisible por las soldaduras… ………………………………………… 70

5.2.2 Requerimientos mínimos de las soldaduras en el orificio de inspección… …….… 70

5.2.3 Verificación de la resistencia de la soldadura… ……….….…………….….……… 73

5.3 Documentación de soldadura …………………………………………………… 77

Capítulo VI Pescante

6.1 Introducción… ……………………………………………….…………………… 87

6.2 Dimensionamiento …………….….……………………………………………… 87

6.3 Análisis estructural del sistema pecante ………….……………………………… 90

6.3.1 Cálculo aproximado como viga recta ……………….….………………………… 91

6.3.2 Cálculo como viga curva …………………………….…………………………… 92

6.3.3 Análisis por medio de elementos finitos… ………….…………………………… 93

6.4 Sistema de soporte alternativo… …………………………………………………… 94

6.5 Resumen comparativo… …….…………………………………………………… 97

6.6 Verificación del cáncamo y del perno… …………….……………………………… 97

6.6.1 Cáncamo… …….……………………………….……….………………………… 97

6.6.2 Perno de izaje y tuerca… …………………….…………………………………… 98

Capítulo VII Soportes de Montura

7.1 Introducción ……………………………………………………………………… 101

7.2 Dimensionamiento de los soportes… ……….….….……………………………… 102

7.3. Verificación de tensiones…… ……………….….….……………………………… 103

7.3.1 Verificación por el método de Zick… …………….……………………………… 103

7.3.2. Verificación de tensiones mediante método propuesto por Moss… ……………… 105

7.3.3 Verificación de los soportes por método de Elementos Finitos… ………………… 108

7.4 Rediseño del soporte de montura… ………….…………………………………… 110

7.4.1 Verificación del soporte rediseñado… …………………………………………… 110

7.5 Ranuras de apoyo para expansión térmica… …….………………………………… 111

7.6 Resumen: Dimensiones finales… …………….….……………………………… 112

VII

Capítulo VIII Elementos Funcionales

8.1 Introducción…… ………………….….………………….….……………………… 113

8.2 Dimensionamiento de aberturas de carga y descarga… ……………….….………… 113

8.3 Selección de válvulas de cierre y de flujo máximo… ….………………………… 115

8.3.1 Selección de la válvula de flujo máximo… ……………………………………… 115

8.3.2 Selección de la válvula de cierre… …………….…………………………………… 116

8.4 Dimensionamiento y selección de válvulas de alivio… …………………………… 119

8.4.1 Selección de las válvulas de alivio… ……………………………………………… 119

8.4.2 Dimensionamiento de la abertura para válvulas de alivio… ………….….….…… 120

8.4.3 Selección de la brida…… …………………………………………………………… 121

8.4.4 Dimensionamiento de la boquilla… ……………………………………………… 122

8.5 Dispositivos de medición…… ………………….….……………………………… 123

8.5.1 Orificios destinados a los dispositivos de medición…… …….….…………………… 123

8.5.2 Manómetro…… ……….…………………………………………………………… 124

8.5.3 Termómetro… …….……………………………………………………………… 125

8.5.4 Medidores de nivel…… …….….…………………………………………………… 125

8.6 Acoples para los accesorios…… ………………………………………………… 130

Capítulo IX Montaje

9.1 Introducción… …………………………………………………………………… 133

9.2 Transporte…… …………………………………………………………………… 133

9.3 Accesos… ………………………………………………………………………… 133

9.3 Grúa …………………….……………………………………………………… 134

9.4 Eslingas… ………………………………………………………………………… 137

9.5 Preparación de la planta… ………………………………………………………… 137

Capítulo X Conclusiones… ………………………………………………………………… 139

Referencias… …….…………………………………………………………………………… 141

Bibliografía… ………………………………………………………………………………… 143

Anexos… ……………………..……………………………………………………………… 145

Planos… ………………………..……………………………………………………………… 151

IX

Índice de Tablas

Capítulo I Introducción Capítulo II Definiciones y condiciones de diseño Tabla 2.1: Presión de Diseño - Comparación de los criterios de las normas ……..…… 6

Tabla 2.2: Dimensiones para los distintos tipos de cabezales ….….…………………… 7

Tabla 2.3: Volumen de los distintos tipos de cabezales …….….……………………… 8

Tabla 2.4: Longitud del cuerpo cilíndrico para distintos tipos de cabezales… …………… 8

Tabla 2.5: Máximo valor admisible de la eficiencia de junta E para uniones soldadas… … 11

Tabla 2.6: Composición química del material SA – 516 ….….….…………………… 16

Tabla 2.7: Propiedades mecánicas del material SA – 516 …………………………… 16

Tabla 2.8: Tensiones admisibles para el diseño …….….…….………………………… 17

Tabla 2.9: Resumen de las especificaciones del diseño …….…………………………… 17


Tabla 3.1: Espesores comerciales disponibles ………………….……………………… 24

Tabla 3.2: Propiedades de los componentes del recipiente …………………………… 31

Tabla 3.3: Parámetros usados para calcular las tensiones en el cuerpo cilíndrico… ……… 31

Tabla 3.4: Valores de los factores Ki para el cálculo de tensiones ………….…..……… 33

Tabla 3.5: Comparación de espesores en [mm] obtenidos con diferentes Normas… …… 40

Tabla 3.6: Resumen de datos del recipiente… …………………………………………… 41

Capítulo IV Boca de inspección Tabla 4.1: Espesores mínimos de pared de boquillas, extracto de la Tabla UG-45. …… 44

Tabla 4.2 Proyección exterior mínima de la boca de inspección… …………….……… 44

Tabla 4.3: Rango de presiones de operación para materiales del grupo 1… …….……… 45

Tabla 4.4: Dimensiones de bridas Serie 300 …….….………………………………… 46

Tabla 4.5: Rosca métrica ……………………………………………………………… 47

Tabla 4.6: Dimensiones de la tuerca DIN 934 M39… …….….………………………… 48

Tabla 4.7: Notación y datos necesarios para el cálculo de tr… …………………………… 51

Tabla 4.8: Notación y valores necesarios para el cálculo de d… ….….….……………… 52

Tabla 4.9: Notación y valores necesarios para el cálculo de A1… ….….…….…………… 54

Tabla 4.10: Notación y valores necesarios para el cálculo de A2… ….….….……………… 55

Tabla 4.11: Notación y valores para el cálculo de A3 …………….…………….………… 57

Tabla 4.12: Notación y valores para el cálculo de A4 ….………….……………………… 57

Tabla 4.13: Datos para el cálculo del diámetro exterior de la placa de refuerzo …….…… 59

Tabla 4.14: Dimensiones de la placa de refuerzo …………….…………………………… 60

Tabla 4.15: Nomenclatura y valores para el cálculo de A5 ….…………………………… 62

Tabla 4.16: Resumen de áreas obtenidas para refuerzo ……….……………..…………… 62

Tabla 4.17: Características del refuerzo seleccionado ……….…………………………… 63

Tabla 4.18: Materiales y espesores de las partes del recipiente ….…….………………… 63


Tabla 5.1: Selección de procesos de soldadura. ………………………..….…………… 66

Tabla 5.2: Valores del coeficiente “k” ……………………….……………………… 70

Tabla 5.3: Nomenclatura y denominaciones de las juntas de categoría D …….….….… 70

X

Tabla 5.4:” Denominaciones y medidas para el Cordón “a” … ……………….…………… 71

Tabla 5.5: Denominaciones y medidas para el Cordón “d” … …………….….………… 72

Tabla 5.6: Denominaciones y medidas para los Cordones “c” y “e” ….….…………… 73

Tabla 5.7: Resumen de áreas obtenidas para refuerzo… ….…….…….…………………… 73

Tabla 5.8: Nomenclatura y valores necesarios… ….….….…….….…….………….…… 74

Tabla 5.9: Tensiones aplicadas en las soldaduras ……………………………………… 74


Tabla 6.1: Datos resumidos de la brida ciega clase 300… ………………………….…… 88

Tabla 6.2: Dimensiones de tubos… ….….……………………………………………… 89

Tabla 6.3: Propiedades del tubo ASTM A 519 gr 4130 ……………….……………… 89

Tabla 6.4: Resumen de tensiones… …………………….….…………………………… 97

Tabla 6.5: Propiedades del material SA – 36 ………….…………….………………… 97

Tabla 6.6: Propiedades del material SA – 449 ……….….……………………………… 98

Tabla 6.7: Dimensiones de la rosca métrica… …………………………………………… 99

Tabla 6.8: Dimensiones tuerca DIN 934 M20… …….….………………….……………… 100


Tabla 7.1: Dimensiones de soportes… …….……………………………………………… 103

Tabla 7.2: Coeficientes K11 ….….….………………………………………….……… 103

Tabla 7.3: Propiedades de los componentes del recipiente… ….….….………………… 104

Tabla 7.4: Coeficientes Kz ……………………………………………………………… 106

Tabla 7.5: Dimensiones de ranura de expansión térmica ….….….…………………… 112


Tabla 8.1: Dimensiones de la brida studding outlet – Serie 300… ……………………… 114

Tabla 8.2: Características válvula UNIONSUD E99C ………….….………….……… 115

Tabla 8.3: Dimensiones de la válvula de cierre de esfera guiada ESFEROMATIC … 116

Tabla 8.4: Torque suministrado en función de la presión de suministro …….……….… 118

Tabla 8.5: Dimensiones del actuador neumático de simple efecto ……….….………… 118

Tabla 8.6: Caudal de válvulas de alivio UNIONSUD… ………………………………… 119

Tabla 8.7: Características del tubo SA-106 GºA NPS 4’’ STD ….….….……………… 120

Tabla 8.8: Composición química del material SA – 106 GºA ……….….….………… 121

Tabla 8.9: Propiedades mecánicas del material SA – 106 GºA ….….….……………… 121

Tabla 8.10: Dimensiones de bridas Serie 300… ………………….…………………….…… 121

Tabla 8.11: Proyección exterior mínima de la boca de inspección ….….……………… 122

Tabla 8.12: Características del refuerzo seleccionado… ………..….….………………… 122

Tabla 8.13: Valores máximos de la relación de llenado… ………….….….……………… 126

Tabla 8.14: Factor de corrección del volumen de líquido… ……………………………… 127

Tabla 8.15: Características sensor Optilevel HLS3010HF …………….……………… 128

Tabla 8.16: Dimensiones de acoples Clase 3000 ASME B16.11… …….….……………… 130

Capítulo IX Traslado y montaje del recipiente

Tabla 9.1: Cargas admitidas según relación altura-desplazamiento… …………………… 136

Tabla 9.2: Capacidad de eslingas redondas de fibra sintética tipo Sin Fin… …………… 137

XI

Índice de Figuras

Capítulo I Introducción

Figura 1.1: Esquema del recipiente ……….…………………………………………… 2

Capítulo II Definiciones y condiciones de diseño

Figura 2.1: Esfuerzos en un recipiente a presión ….….…...…..……………………… 4

Figura 2.2: Categoría de Juntas… ……….….….………………………………………… 10

Figura 2.3: Eficiencia de junta para cuerpos cilíndricos ……………………………… 12

Figura 2.4: Eficiencia de junta para cabezales ………………….….………………… 13

Figura 2.5: Eficiencia de juntas soldadas de categorías A y D… ………………………… 14

Figura 2.6: Eficiencia de juntas soldadas de categorías B y C… ………………………… 15


Figura 3.1: Tensiones en un recipiente… ………………………………………….….… 19

Figura 3.2: Tipos de cabezales más utilizados… ………………….…………………… 22

Figura 3.3: Unión entre el cuerpo cilíndrico y el cabezal hemiesférico… ……….……… 24

Figura 3.4: Principales dimensiones del recipiente… …………………………………… 25

Figura 3.5: Gráfico de relaciones geométricas para componentes sometidos a presión

exterior o cargas de compresión…………….………….……………….… 26

Figura 3.6: Gráfico para determinar el espesor de componentes sometidos a presión

exterior, para aceros de bajo carbono y/o baja aleación con tensión de

fluencia mayor o igual a 207 MPa ….….………………………………… 27

Figura 3.7: Zonificación sísmica de la República Argentina… ………………………… 28

Figura 3.8: Esquema de un recipiente a presión horizontal con apoyos tipo montura …… 29

Figura 3.9: Ubicación óptima de los soportes en un recipiente de presión horizontal largo… 30

Figura 3.10: Parámetros usados en los cálculos de las tensiones por flexión y corte… .… 31

Figura 3.11: Soporte tipo montura… ……………………………………………………… 36

Figura 3.12: Grafico para la determinación del factor K6 en función de θ y A/Rm… ………. 38

Capítulo IV Boca de inspección

Figura 4.1: Área de refuerzo necesaria… ……………………….……………………… 49

Figura 4.2: Áreas involucradas en la determinación del refuerzo… ……….…………… 49

Figura 4.3: Áreas y espesores de refuerzo para la abertura… …………………………… 50

Figura 4.4: Representación del área A ………………………………………………… 52

Figura 4.5: Variación del coeficiente F en función del plano de actuación de la carga….. 53

Figura 4.6: Representación del área de refuerzo A1 ………….…………………….… 54

Figura 4.7: Representación del área de refuerzo A2 …………….……………….…… 55

Figura 4.8: Longitud de acople de la abertura ………………………………………… 56

Figura 4.9: Representación del área de refuerzo A41 y A43 …….……….…………… 58

Figura 4.10: Representación de la placa de refuerzo ………….………………………… 61

Figura 4.11: Medidas adoptadas para la placa refuerzo ………………………….….… 61


Figura 5.1: Dimensiones Bisel en X …………………………………………………… 68

Figura 5.2: Esquema de soldadura en Bisel en X ……………………………………… 68

Figura 5.3: Posibles caminos de fallas …………….…………………………………… 68

Figura 5.4: Resistencia en las uniones soldadas de boquillas o tubos de inspección…… 69

Figura 5.5: Nomenclaturas de la soldadura “a” … …….………………………………… 71

Figura 5.6:” Nomenclaturas del cordón “d” …………………………………………… 71

Figura 5.7: Preparación de la unión… …………………………………………….….… 72

Figura 5.8: Nomenclaturas de la soldadura “c” y “e” ………….……………………… 72

XII


Figura 6.1: Representación del conjunto pescante-brida ……………………………… 87

Figura 6.2: Tabla para dimensionar el conjunto pescante ………….….…………….… 88

Figura 6.3: Croquis del sistema pescante ……………………………………………… 90

Figura 6.4: Esquema del modelo del pescante ………………………….….………… 91

Figura 6.5: Esquema del pescante para el modelo de elementos finitos ……….……… 93

Figura 6.6: Tensiones efectivas criterio de Von Mises ….….………………………… 93

Figura 6.7: Desplazamientos calculados por elementos finitos ….……………………. 94

Figura 6.8: Tensiones efectivas de Von Mises del sistema alternativo ……………..… 95

Figura 6.9: Desplazamientos del sistema alternativo ………………………………… 95

Figura 6.10: Tensiones efectivas de Von Mises del sistema desplegado… …….….….… 96

Figura 6.11: Desplazamientos del sistema desplegado ………….….…………………… 96

Figura 6.12: Tensiones máximas en el cáncamo ………………….….………………… 98


Figura 7.1: Soporte de montura .. ………………………….….………………………… 101

Figura 7.2: Esquema de un soporte de montura ………….….………………………… 102

Figura 7.3: Dimensiones del soporte …………………….….………………………… 102

Figura7.4: Diagrama de fuerzas actuantes en el soporte ……………………………… 107

Figura 7.5: Análisis de elementos finitos – Tensiones efectivas de Von Mises ……… 109

Figura 7.6: Análisis del modelo considerando sistema ensamblado… ….………………. 109

Figura 7.7: Esquema del soporte con placa de alma centrada… ………………………… 110

Figura 7.8: Tensiones efectivas de Von Mises del soporte rediseñado …….….……… 111

Figura 7.9: Esquema de las ranuras ……………………….….………………………… 112

Figura 7.10: Dimensiones de la ranura ………………………….……………………… 112

Figura 7.11: Dimensiones generales del soporte ………………………………………… 112


Figura 8.1: Dimensiones de soldaduras de acuerdo a la sección UW-16… ……….…… 113

Figura 8.2: Dimensiones de la brida ……….….….…………………………………… 114

Figura 8.3: Esquema abertura de descarga con válvula de flujo máximo… …….……… 114

Figura 8.4: Válvula de exceso de flujo UNIONSUD E99C ……………….….….…… 115

Figura 8.5: Dimensiones de la válvula de cierre ESFEROMATIC …………………… 116

Figura 8.6: Torque de accionamiento válvula ESFEROMATIC… ………………….… 117

Figura 8.7: Dimensiones del accionador neumático de simple efecto… ……….….…… 118

Figura 8.8: Soporte múltiple MU 4000 ……………………………….……………… 120

Figura 8.9: Válvula de alivio S330 ………………….………………………………… 120

Figura 8.10: Esquema sistema de válvulas de alivio… …………………………………… 123

Figura 8.11: Manómetro KÖNNEN ……………………….….………………………… 124

Figura 8.12: Sensor de presión HONEYWELL ………………….….………………… 124

Figura 8.13: Termómetro KÖNNEN …………………………………………………… 125

Figura 8.14: Dimensiones del tubo de nivel ARCHON …….….….…………………… 128

Figura 8.15: Sensor de nivel …………………………….….…………………………… 129

Figura 8.16: Esquema de montaje del sensor de nivel… ………………………………… 129

Figura 8.17: Esquema de soldadura de acoples ………….….…………………………… 130

Figura 8.18: Acople ½’’ NPT …………………………………………………………… 131

Figura 8.19: Acople 1-½’’ NPT ………………………………………………………… 131

Capítulo IX Traslado y montaje del recipiente

Figura 9.1: Disposición para el transporte ……………………………………………… 133

Figura 9.2: Imagen satelital de los accesos por ruta …………………………………… 134

Figura 9.3: Gráfico de capacidades de carga en función a la distancia. ……………… 136

1

Capítulo I

Introducción

1.1 Objetivos del trabajo

En el presente proyecto integrador se diseña un recipiente a presión horizontal para el

almacenamiento de gas propano destinado a distribución a nivel industrial.

El diseño se lleva a cabo bajo el código ASME Boiler and Pressure Vesssel Code,

Secciones II, VIII División 1 y IX, como así también el código NFPA 59 Utility LP-Gas Plant

Code y la norma NAG 112 “Norma para el proyecto, construcción y operación de plantas de

almacenamiento de gas licuado de petróleo”.

El diseño del recipiente a presión surge de la necesidad de reponer tanques en una

planta de almacenamiento y distribución, próxima a la Ciudad de Córdoba, ya que algunos de

los existentes alcanzaron su límite de vida útil. Por ello los parámetros de diseño en cuanto a

capacidad, dimensiones y condiciones de servicio quedan fijados por la instalación existente.

Parámetros de diseño:

Capacidad:.......................... 170 m3

[1.1]

Presión de trabajo:.............. 17,6 kg/cm2

[1.2]

Presión de prueba:.............. 26,4 kg/cm2

[1.3]

Distancia entre soportes:..... 15 m [1.4]

Operación a la intemperie en la zona centro de la provincia de Córdoba.

Los componentes presentes en el recipiente son:

Soportes de montura con su correspondiente placa de apoyo.

Instrumentos de medición de presión, nivel, temperatura interna y externa.

Semicuplas para el proceso de carga y descarga.

Registro de inspección.

Válvulas de alivio y purga.

Introducción

2

1.2 Organización del proyecto

El trabajo está dividido en X capítulos.

Cap. I: Breve introducción donde se establecen los parámetros de diseño y de servicio.

Cap. II: Detalle de las definiciones fundamentales y las condiciones de diseño que se deben

especificar para realizar los cálculos necesarios para garantizar la calidad del diseño.

Cap. III: Cálculos del cuerpo cilíndrico y varios tipos de cabezales analizando diversos

materiales en cada caso con el fin de seleccionar la variante más adecuada.

También se considera la posibilidad de necesitar anillos rigidizadores.

Cap. IV: Cálculos referidos al registro de inspección, selección de bridas y refuerzos.

Cap. V: Análisis de las uniones soldadas para verificar que se satisfagan los requisitos

mínimos en las distintas uniones.

Cap. VI: Diseño del sistema de pescante.

Cap. VII: Cálculos para verificar los soportes de montura y placa de apoyo.

Cap. VIII: Selección de todos los accesorios del recipiente; válvulas de seguridad, válvulas de

manejo, manómetro, termómetros, sensores de nivel electrónico y mecánico.

Cap. IX: Lineamientos y listado de los principales accesorios necesarios para el montaje.

Cap. X: Conclusiones finales y una breve comparación con respecto a los recipientes a

reemplazar.

1.3 Esquema del tanque diseñado

Se diseña un tanque horizontal con dos soportes distanciados 15 metros que está

esquematizado en la Figura 1.1.

Figura 1.1: Esquema del recipiente

3

Capítulo II

Definiciones y condiciones de diseño

2.1 Definiciones

Recipiente a presión: Se considera como un recipiente a presión cualquier vasija

cerrada capaz de almacenar un fluido a presión manométrica, ya sea presión interna o en

condición de vacío, independientemente de su forma o dimensiones. Esta establecido que un

recipiente está sometido a presión, cuando la presión de operación es superior a 1 kg/cm2.

Clasificación de los recipientes a presión:

Recipientes

a presión

Por su uso

Por su forma

Por su presión

Almacenamiento

Proceso

Esféricos

Cilíndricos

Rectangulares

Combinadas

Atmosférica

Baja presión

Media presión

Alta presión

Horizontales

Verticales

Los recipientes a presión están sujetos a diversas cargas, que causan esfuerzos en las

diferentes partes del recipiente como se esquematiza en la Figura 2.1. El tipo e intensidad de

los esfuerzos es función del tipo de las cargas, de la forma del recipiente y de su construcción.


4

Figura 2.1: Esfuerzos en un recipiente a presión

Las cargas que pueden actuar sobre los recipientes a presión son las siguientes:

Presión interna o externa.

Peso del recipiente y su contenido.

Esfuerzos estáticos debidos a equipos auxiliares, tuberías, revestimientos, aislamientos,

piezas internas, apoyos.

Esfuerzos cíclicos y dinámicos debidos a la presión o a las variaciones térmicas.

Presión del viento y fuerzas sísmicas.

Esfuerzos por impacto debido a choque hidráulico.

Gradientes de temperatura y expansión térmica diferencial.

La selección de los materiales de construcción de los recipientes sometidos a presión es

de vital importancia. Los requisitos generales que deben cumplir son:

Propiedades mecánicas: Con referencia a las propiedades mecánicas del material, es

necesario que tenga buena resistencia a la tensión, alta tensión de fluencia, porcentaje

de alargamiento alto y mínima reducción de área; con estas propiedades, se establecen

las propiedades de diseño para el material en cuestión.

Propiedades físicas: El material debe tener un coeficiente de dilatación térmica bajo.

Propiedades químicas: La principal propiedad química de todo material involucrado

en los recipientes a presión es la resistencia a la corrosión. Este punto es vital para

evitar una infinidad de problemas durante la operación del mismo.

Soldabilidad: Es necesario que los materiales tengan buenas propiedades de

soldabilidad, ya que la mayoría de los componentes del recipiente son de construcción

soldada. Es importante, buscar materiales compatibles respecto a la soldabilidad si van a

ser soldados entre sí. Se debe tener especial atención con los materiales aleados para

conservar las características que proporcionan los elementos de aleación tras la

operación de soldadura.

Presión de operación (Po): Presión requerida por el proceso, es la presión manométrica

a la cual estará sometido el equipo en condiciones de operación normal.

σ1

P σ2


5

Presión de diseño (Pd): Por norma se considera que la presión de diseño tiene un valor

10 % mayor que la de operación, para esta última debe tomarse en cuenta la presión

hidrostática asociada al líquido como así también la presión de cualquier otro fluido contenido

en el recipiente. El valor Pd debe utilizarse para realizar todos los cálculos de diseño.

Temperatura de operación (To): Es la temperatura a la cual se mantiene el cuerpo del

recipiente en condiciones normales de trabajo.

Tratamiento térmico: Es un proceso donde el acero en estado sólido, es sometido a uno o

varios ciclos de calentamiento y enfriamiento para lograr las propiedades deseadas.

Radiografiado: Es un procedimiento que consiste en interponer un material en estudio

entre una placa o película fotográfica (receptor) y una fuente de alta energía o radiación

(emisor), comúnmente rayos X. Al interponer el material entre el emisor y receptor se obtiene

una placa o película fotográfica donde las partes más densas aparecen con diferentes tonos

dentro de una escala de grises en función inversa a la densidad del objeto o material en

estudio. Este procedimiento permite detectar fallas en materiales para usos industriales.

Tensión máxima admisible (S): De acuerdo con lo establecido por el Código, es la

mayor tensión a la que puede estar sometido el material a la temperatura de operación o

diseño, sin que se corra riesgo de falla.

Eficiencia de la junta (E ): Es un factor que tiene en cuenta los posibles defectos que

pueden aparecer en el proceso de soldadura. Teniendo en cuenta esto, en el cálculo del

recipiente se introduce una reducción de la tensión máxima admisible multiplicándola por un

coeficiente denominado “Eficiencia de Junta (E)”.

2.2 Condiciones para el diseño

El diseño se lleva a cabo bajo el código ASME Boiler and Pressure Vessel Code [1]

Secciones II, VIII y IX. En este caso por tratarse de un recipiente que contendrá gas propano

quedan excluidas las secciones UG125 a UG135 de la división VIII según lo establecen las

normas de almacenamiento de Gases de Petróleo, como ser, las normas NFPA 59 Utility Lp-Gas

Plant Code[2] y NAG 112 Norma para el proyecto, construcción y operación de plantas de

almacenamiento de gases licuados de petróleo [3].


6

2.2.1 Presión de operación y diseño

La presión de operación queda definida por la máxima presión utilizada en las

instalaciones donde se emplazará el recipiente, siendo en este caso 14 kg/cm2.

Para determinar la presión de diseño se considera, el apartado UG-21 del código

ASME, en el cual se basa Megyesy [4] para establecer los criterios para determinar la presión

de diseño; en el apartado 5.2.3 del código NFPA 59 y en la norma NAG 112 para obtener los

resultados mostrados en la Tabla 2.1, a partir de los cuales se selecciona la presión de diseño.

1. 2 kg/cm2

(30 psi) por encima de la presión de operación según Megyesy.

2. 1,1 veces la presión de operación según ASME.

3. 1,25 veces la presión de operación según NFPA 59.

4. 125% de la presión de vapor del gas propano a 37,8 ºC según NAG 112. Siendo la

presión de vapor del gas propano 14,08 kg/cm2

a 37,8 ºC se considera la presión

mínima 17,6 kg/cm2.

Tabla 2.1: Presión de Diseño - Comparación de los criterios de las normas

Código Megyesy ASME NFPA 59 NAG 112

Presión de diseño [kg/cm2] 16 15,4 17,5 17,6

Por lo tanto se adopta como presión de diseño el valor 17,6 kg/cm2 cumpliendo con los

requerimientos mínimos de las normas indicadas.

2.2.2 Temperatura de operación

Para definir la temperatura de operación se tiene en cuenta la zona donde está ubicada la

planta de almacenamiento donde se instalará el recipiente.

La planta está ubicada en cercanías de la localidad de Malvinas Argentinas, en el

departamento Colón de la Provincia de Córdoba. De acuerdo a los datos estadísticos

proporcionados por el Servicio Meteorológico Nacional [5] las temperaturas van desde los

8 °C a los 43°C en valores pico. También se debe considerar que al trabajar a la intemperie,

debido a la insolación y proceso de carga, la temperatura máxima será mayor, y debido al

proceso de descarga la temperatura mínima descenderá. Por ello, teniendo en cuenta para un

la selección del tipo de acero a utilizar en los distintos componente podemos tomar un rango

de temperatura del material que va de 30 °C a 250°C actuando este rango como coeficiente

de seguridad adicional.


7

2.2.3 Capacidad del recipiente

El volumen de almacenamiento necesario queda definido por la instalación en 170 m3.

Partiendo de este valor, y teniendo en cuenta que deberá emplazarse sobre una estructura de

soporte preexistente el diámetro externo queda fijado en 3,374 m.

Diámetro interior Di = 3330 mm [2.1]

Con este parámetro ya establecidos se procede a calcular la geometría del recipiente. La

Tabla 2.2 muestra las fórmulas para obtener los volúmenes de tres tipos de cabezales para

después adoptar el que sea más conveniente.

Tabla 2.2: Dimensiones de los distintos tipos de cabezales

Elipsoidal Torisférico Hemisférico

Tipo de cabezal r h L Volumen % Error Observaciones

Torisférico 0,06 L

Di 0,0809 Di3 ±0,1

r debe ser mayor

que 0,06 L y 3t

Torisférico 3 t

Di 0,513 h Di2 ±8

Elipsoidal

π Di2

h/6 0

Elipsoidal

Di /4

π Di2/24 0

Proporciones

estándar

Hemisférico

Di /2 Di /2 π Di3/12 0

Cónico

πh(Di2+ Did+d

2)/12 0

Cono truncado

h = altura

d = diámetro en el

extremo menor

En la Tabla 2.3, se especifican los resultados obtenidos con las fórmulas de la Tabla 2.2.


8

Tabla 2.3: Volumen de los distintos tipos de cabezales

Cabezal Toriesférico Semielíptico Semiesférico

Volumen [m3] 2,987 4,834 9,6672

Fórmula 0,0809 Di

3 πDi

3/24 π Di

3/12

Una vez obtenido el volumen del cabezal, procedemos a dimensionar el cuerpo

cilíndrico. Recordando que el volumen total del recipiente y el diámetro del cuerpo cilíndrico

son datos, podemos obtener la longitud del cuerpo cilíndrico.

3170TV m [2.2]

2

2

2

4

T cuerpo cilindrico cabezal

iT cabezal

V V V

DV V

[2.3]

2

4 2

T cabezal

i

V V

D [2.4]

Desarrollando la ecuación [2.4] para distintos tipos de cabezales se obtienen los

resultados mostrados en la Tabla 2.4.

Tabla 2.4: Longitud del cuerpo cilíndrico para distintos tipos de cabezales - [mm]

Tipo de Cabezal → Toriesférico Semielíptico Semiesférico

Longitud obtenida por cálculo

para el cuerpo cilíndrico

18843 18418 17300

Longitud adoptada para el

cuerpo cilíndrico 19000 18500 17300

Longitud h del cabezal V/(0,513 Di

2)

525

Di / 4

832

Di / 2

1665

Longitud total del recipiente 20050 20164 20630


9

2.2.4 Tratamiento térmico

De acuerdo al apartado UW-2 del Código para todo tipo de acero al carbono P-No. 1

con espesores superiores a 16 mm se requiere un tratamiento térmico post soldadura. De

acuerdo a esto y en función de lo recomendado por la tabla UCS-56 del Código se define un

tratamiento térmico necesario de post soldadura a 595°C durante al menos 52 minutos para

las soldaduras en el cuerpo del recipiente y 595°C durante 45 minutos mínimo para las de los

cabezales, por ello se define la utilización del método de calefaccionado interno, ampliamente

utilizado en recipientes de GLP, a 595°C durante 55 minutos.

2.2.5 Sobre-espesor por corrosión

En el apartado UG-25 del código para recipientes a presión se estipula un sobre-espesor

por corrosión que debe ser considerado de acuerdo al fluido y a las condiciones de servicio del

recipiente. En el Anexo E, Sección E-2 del código se establece además una recomendación

para el sobre-espesor cuando se conoce la tasa de corrosión para el caso en estudio.

Se considera además que la instalación evaluada presentó durante los últimos 10 años una

tasa de corrosión de 0,04 mm/año evaluada por el organismo certificador y que está prevista

una vida total del tanque de 25 años. Luego de este periodo se podrán realizar inspecciones

con el fin de determinar el estado del recipiente y poder definir su continuidad en operación.

Teniendo en cuenta lo antes expuesto se adoptó un sobre-espesor de corrosión de 1 mm para

los cálculos, resaltando que luego se seleccionará un espesor comercial superior al calculado.

Se adoptó un sobre-espesor por corrosión C = 1 mm [2.5]

2.2.6 Prueba hidrostática

Según lo establecido en el apartado UG-99 del Código, se debe realizar una prueba

hidrostática a una presión que resulta de multiplicar la presión de diseño Pd por un factor LSR

(Lowest Stress Ratio = relación entre la tensión máxima admisible del material a la

temperatura de prueba y esta tensión a la temperatura de diseño; en este caso se asume LSR = 1)

y por un coeficiente de seguridad 1,3.

1,3 H SR dP L P [2.6]

2 2 1 ,3 1 1 7,6 / 22,88 /x x H HP kg cm P kg cm [2.7]

La prueba hidrostática se realizará a una presión de 22,88 Kg/cm2. Ese ensayo se realiza

para verificar que no exista ningún tipo de imperfección en las soldaduras existentes.


10

2.2.7 Radiografiado

De acuerdo a lo establecido en el apartado UW-11 del Código, la cantidad y tipo de

radiografiado está en función de la condición de servicio a la que operará el recipiente y del

espesor del mismo. Para este diseño no es obligatorio y el grado del mismo es opcional, en

base a esto se opta por un radiografiado por partes (spot radiography) que se realiza siguiendo

los requerimientos del apartado UW-52 del Código.

En el apartado UW-3(a) el Código define cuatro categorías de juntas y lo que se

entiende por esto. Las diferentes categorías tienen requisitos en función de las características

del recipiente como ser material, servicio, espesor, además de la ubicación de la junta, no así del

tipo de junta.

En este caso serán radiografiadas por partes todas las juntas de categorías A, B, C y D a

excepción de las tipo C correspondientes a las boquillas de entrada y salida del gas propano

ya que se encuentran comprendidas dentro las consideraciones hechas por el apartado UW-11

(b) del Código que establecen que no serán radiografiadas aquellas juntas que no excedan las

10” de diámetro interior ni de 1⅛” de espesor, pero si será radiografiada la junta de categoría

C correspondiente a la boca de inspección por ser de diámetro nominal de 24”.

En la Figura 2.2 se ilustra la ubicación de las diferentes categorías de juntas:

Figura 2.2: Categoría de Juntas

Las juntas designadas por las mismas letras o categorías, están sujetas a las mismas condiciones

de contorno y tienen los mismos requisitos.


11

2.2.8 Eficiencia de junta

La Tabla 2.5 es un extracto de la Tabla UW-12 del Código donde se dan los valores de

eficiencia de junta E para ser usados en las fórmulas para el cálculo de espesores dados por el

apartado UG-27 y UG-32.

La eficiencia de junta depende solamente del tipo de junta y del grado de examinación

de la junta y no depende del grado de examinación de ninguna otra junta.

Para las juntas de categorías A y B del recipiente, se utilizan juntas soldadas a tope del

tipo 1. Para las juntas categoría B el radiografiado será parcial, con lo cual el valor de

eficiencia de junta E es 0,85. Pero para las juntas categoría A, consideradas críticas, se adopta

E = 1, ya que a esas soldaduras se le realizará un radiografiado total.

Para el caso de los cálculos de espesores de cabezales, se considerara equivalente a

soldar con juntas de categoría A del tipo 1 y con un valor de eficiencia de junta E = 0,85.

Para la determinación de la eficiencia de junta E, se siguió el Apéndice L del código.

Tabla 2.5: Máximo valor admisible de la eficiencia de junta E para uniones soldadas

Tipo

No

Descripción Limitaciones Categoría

Radiografiado

(a) Total

(b) Parcial

(c) Nada

1 Juntas a tope de doble arco de soldadura, ( con depósito de material en las superficies interna y externa) u otros medios que provean igual calidad en el interior y en el exterior de la superficie soldada para cumplir con los requerimientos de UW-35.

Las juntas que usan topes me-tálicos que quedan adheridos están excluidas.

Ninguna A, B, C y D

1,0 0,85 0,70

2 Juntas a tope de simple arco de

soldadura, con respaldo, dife-

rentes de las incluidas en 1.

(a) Ninguna excepto las mencionadas en (b)

a continuación. A, B, C

y D

0,9 0,80 0,65

(b) Uniones a tope circunferenciales con una

placa desplazada respecto de la otra; ver

UW-13(b)(4) y Figura 10, tipo 2 parte inferior.

A,B y C 0,9 0,80 0,65

3 Juntas a tope de simple arco de

soldadura, sin respaldo.

Uniones circunferenciales a tope de espesor

no mayor a ⅝” (16 mm ) y de diámetro

exterior no mayor a 24” (610mm).

A,B y C NA NA 0,60

4 Juntas a filete completas de

doble solape.

(a) Soldaduras longitudinales de espesor no

superior a ⅜” (10 mm). A NA NA 0,55

(b) Soldaduras circunferenciales de espesor

no superior a ⅝” (16 mm). B y C NA NA 0,55


12

El flujorama de la Figura 2.3 fija pautas para determinar la eficiencia de junta E y el tipo

de unión soldada para cuerpos cilíndricos y cónicos. Esas pautas son un extracto del Apéndice

L de Código ASME Sección VIII - División 1. El camino seguido se remarcó en rojo.

NOTAS GENERALES:

(a) El espesor requerido por la tensión longitudinal en secciones cónicas es: t = PD /[4 cos α (SE+0,4P )] .

(b) Ver UW -- 11(a) (4 ) para uniones a tope de Categorías B y C en derivaciones y cámaras comunicantes con

diámetro nominal (NPS ) ≤ 10” y espesores menores o iguales a 1⅛” (30 mm).

(c) Uniones Tipo 2 no están permitidas en juntas de Categoría A diseñadas de acuerdo a UW -- 2(c).

(d) Uniones Tipo 2 están permitidas en juntas de Categoría A diseñadas de acuerdo a UW --2(b) cuando el

material es un acero austenítico inoxidable Tipo 304.

Figura 2.3: Eficiencia de junta para cuerpos cilíndricos

Cuerpos cilíndricos y cónicos

¿Radiografiado total obligatorio ?

UW -- 11(a)

Uniones a tope

Categorías A, B, C y D

UW -- 11(a) (1), (2), (3)

E = 1,0 Tipo 1

E = 0,9 Tipo 2

¿ Cuerpo sin costura ?

Seleccionar tipo

de radiografiado

soldaduras a tope

Categorías B y C

Radiografiado total Categoría A y D

soldaduras a tope

U W -- 11(a) (5)

Radiografiado parcial

Tabla U W -- 12

columna (b)

No radiografiar

Tabla U W -- 12

columna (c)

Radiografiado

total

Radiografiado parcial

UW -- 11(a) (5) (b)

Sin

radiografiado

Categoría A

E = 1,0 Tipo 1

E = 0,9 Tipo 2

Categoría A

E = 1,0 Tipo 1

E = 0,9 Tipo 2

Categoría A

E = 0,85 Tipo 1

E = 0,80 Tipo 2

Categorías B y C

E = 1,0 Tipo 1

E = 0,9 Tipo 2

Categorías B y C

E = 0,85 Tipo 1

E = 0,80 Tipo 2

Categorías B y C

E = 0,70 Tipo 1

E = 0,65 Tipo 2

No

No

Si

Si


13

El flujorama de la Figura 2.4 fija pautas para determinar la eficiencia de junta E y el tipo

de unión soldada para cabezales. Esas pautas son un extracto del Apéndice L de Código

ASME Sección VIII - División 1. El camino seguido se remarcó en rojo.

NOTA: (1) Ver UW-12(d) cuando la junta del cabezal al cuerpo cilíndrico es Tipo 3, 4, 5 ó 6.

Figura 2.4: Eficiencia de junta para cabezales

Seleccionar Tipo de cabezal UG-32, UG-34

¿Radiografiado total obligatorio ?

UW--11(a)

Uniones a tope Categoría A

Tabla UW -- 12 Columna (a)

E = 1,00 juntas Tipo 1


¿ Cabezal sin costura ?

¿ Cumple UW -- 11 (a) (5) (b) ?

Si cumple: E = 1,00

No cumple E = 0,85 (1)

¿ Seleccionó radiografiado parcial ?

UW--11(b)




¿ Seleccionó no radiografiar ?

UW--11(c)





Uniones a filete completas de

doble solape Categoría A

E = 0,55

Si

Si

Si

Si

No

No

No


14

El flujorama de la Figura 2.5 fija pautas para determinar la eficiencia de junta E requerida por

las Categorías de soldadura A y D para los cuerpos cilíndricos, cabezales y conos de los recipientes a

presión. Esas pautas son un extracto del Apéndice L de Código ASME Sección VIII - División 1.

El camino seguido se remarcó en rojo.

Figura 2.5: Eficiencia de juntas soldadas de categorías A y D en cuerpos y cabezales

Soldaduras a tope de Categorías A y D

para cuerpos cilíndricos, cabezales y conos

¿ Contiene una

sustancia letal ?

UW -- 11(a)(1)

¿ Contiene vapor ?

UW -- 11(a)(3)

¿ Radiografiado requerido por

UW -- 11(a)(2) ?

Tipo 1

E = 1,0

Seleccionar tipo

de radiografiado

(1)

Seleccionar radiografiado Categoría B

Seleccionar

tipo de junta

Seleccionar

tipo de junta

Cumple la

UW -- 11(a)(5)(b)

No Cumple la

UW -- 11(a)(5)(b)

Categoría A

E = 1,0 Tipo 1

E = 0,9 Tipo 2

Categoría A

E = 0,85 Tipo 1

E = 0,80 Tipo 2

Tipo 1

E = 0,85

Tipo 2

E = 0,8

Tipo 1

E = 0,7

Tipo 2

E = 0,65

Tipo 4

E = 0,55

Si

Si

Si

No

No

No

Nada

UW -- 11(c)

Total

UW -- 11(a)(5)

Parcial

UW --11(b)

Tipo Tipo Tipo Tipo Tipo

1 2 1 2 4

(2)

Notas generales:

Usar el valor de E provisto por UW-12 en

las fórmulas para tensión circunferencial

en juntas Categoría A, tales como:

UG-27 (c) (1) cuerpos cilíndricos

UG-32 (d) cabezales elipsoidales

UG-32 (e) cabezales torisféricos

UG-32 (f ) cabezales hemisféricos

UG-32 (g) cabezales cónicos y

cuerpos cónicos

UG-34 (c) (2) cabezales planos

Notas:

(1) Ver UW-11 (a) (5) (b)

(2) No es soldadura a tope. Tipo 4 es

solapa doble (ver Fig. 10 pág. 386)


15

El flujorama de la Figura 2.6 fija pautas para determinar la eficiencia de junta E requerida

por las categorías de soldadura B y C para los cuerpos cilíndricos y cónicos de los recipientes a

presión. Esas pautas son un extracto del Apéndice L de Código ASME Sección VIII -

División 1. El camino seguido se remarcó en rojo.

Radiografiado total Radiografiado parcial Sin radiografiar

Figura 2.6: Eficiencia de juntas soldadas de categorías B y C en cuerpos

Soldaduras a tope de Categorías B y C

para cuerpos cilíndricos y cónicos

¿ Contiene una

sustancia letal ?

UW --11(a)(1)

¿ Radiografiado requerido por

UW --11(a)(2) ?

¿ Contiene vapor ?

UW --11(a)(3)

¿ Es derivación o cámara

comunicante ? (1)

¿ Diám. Nom.

mayor a 10” ?

¿ t > 1⅛” ?

Seleccionar radiografiado

(2)

¿ Soldadura

a tope ?

Seleccionar

tipo de junta

Seleccionar

tipo de junta

Seleccionar

tipo de junta

Seleccionar

tipo de junta

Tipo 1

E = 1,0

Tipo 2

E = 0,9

Tipo 1

E = 0,85

Tipo 2

E = 0,8

Tipo 1

E = 0,7

Tipo 2

E = 0,65

Tipo 3

E = 0,6

Tipo 4

E = 0,55

Tipo 5

E = 0, 5

Tipo 6

E = 0,45

Nota General:

Usar el valor de E provisto por UW-12 en

las fórmulas correspondientes a tensiones

longitudinales, tales como: UG-27 (c) (2)

Notas:

(1) Ver UHT-57 (a)

(2) Ver UW-11 (a) (5) (b)

No

No

No

No

No

No

No

Si

Si

Si

Si

Si

1 2 1 2 1 2 3 4 5 6

Nada

UW --11(c)

Parcial UW --11(b) Si

Si

Total

UW -- 11(a)(5)


16

2.2.9 Selección del material

Para seleccionar el material, deben tenerse en cuenta diversos factores, tales como:

Proceso utilizado en la fabricación.

Temperatura operativa.

Presión operativa.

Cargas actuantes.

Propiedades mecánicas, físicas y químicas del material.

Costos.

Disponibilidad en el mercado.

Teniendo en cuenta esos factores y el apartado UG-4 del código, se escogió un acero al

carbono SA–516 que es aconsejado para este tipo de aplicaciones y responde a la norma ASTM.

Se seleccionó un acero al carbono SA−516 [2.8]

Se estudiaron dos calidades o grados del material y posteriormente se seleccionó la

opción que mejor se adapta a los requerimientos del presente diseño.

En la Tabla 2.6 se muestra la composición química del material en sus distintas

calidades o grados en estudio, mientras que en la Tabla 2.7 está la información sobre las

características mecánicas del material enunciadas en la Sección II parte D del Código [1]

.

Tabla 2.6: Composición química del material SA – 516

Grado C máx.

(%) Mn máx.

(%) P máx.

(%) S máx.

(%) Si máx. (%)

60 0,21 0,90 0,035 0,035 0,40

70 0,27 0,85 0,035 0,035 0,40

Tabla 2.7: Propiedades mecánicas del material SA – 516*

Grado Rotura

RT mín. (MPa)

Fluencia R0,2 mín. (MPa)

Alargamiento % ( Lo = 50 mm)

60 415-550 220 25

70 485-620 260 21

* Temperatura de operación: −30 hasta 250 oC

Las características especificadas en las Tablas 2.6 y 2.7 corresponden a las propiedades

del material disponible en el mercado.


17

El código ASME establece como parámetros de diseño las tensiones admisibles

mostradas en la Tabla 2.8 con el correspondiente coeficiente de seguridad a rotura ya tenido

en cuenta en los valores.

Tabla 2.8: Tensiones admisibles para el diseño (kg/cm2)

Material Grado Tensión admisible

(MPa) (kg/cm2)

Coeficiente de seguridad

SA – 516 60 115,8 1180 3,50

SA – 516 70 136,8 1395 3,50

2.2.10 Resumen de las condiciones de diseño

Este capítulo finaliza con un resumen de las condiciones de diseño, en la Tabla 2.9 se

listan las especificaciones más importantes.

Tabla 2.9: Resumen de las especificaciones del diseño

Propiedad Especificación

Códigos de diseño:....................................... Código ASME, Sección VIII, División 1

Código NFPA 59

Norma NAG 112

Presión de trabajo:....................................... 14 kg/cm2 (200,25 psi)

Presión de diseño:........................................ 17,6 kg/cm2

(250 psi )

Presión de prueba hidrostática:.................... 22,8 kg/cm2 (325 psi )

Temperatura de trabajo:............................... −30 hasta 250ºC (−22 hasta 482 ºF )

Tratamiento térmico:.................................... Si

Tipos de cabezales:...................................... Torisféricos, hemisféricos y elipsoidales

Eficiencia de juntas del cuerpo cilíndrico:... B = 0,85 y A , D = 1

Eficiencia de juntas de los cabezales:..….... 0,85

Material del cuerpo cilíndrico:.................... SA – 516

Material de los cabezales:............................ SA – 516

Diámetro interior del cilindro:..................... 3330 mm

Sobre-espesor por corrosión:....................... 1 mm

Capacidad del recipiente:............................. 170 m3

Distancia entre centros de los apoyos:.... 15 m


18

19

Capítulo III

Cuerpo cilíndrico y cabezales

3.1 Cálculo de espesores por presión interna

Un recipiente se considera de pared delgada cuando el espesor de la pared es pequeño

en comparación con las otras dimensiones del recipiente. El estudio de las tensiones normales

actuantes en el espesor tanto en sentido radial como tangencial se realiza mediante las

expresiones matemáticas clásicas para cada configuración común de carcasa.

Si se tiene un recipiente de espesor e, radio de curvatura longitudinal r1 y radio de curvatura

circunferencial r2, como el indicado en la Figura 3.1, que está sometido a presión interna p, la

ecuación básica para la tensión longitudinal 1σ y la circunferencial 2σ queda:

1 2

1 2

σ σ p

r r e [3.1]

Figura 3.1: Tensiones en un recipiente

Esta ecuación permite deducir las tensiones en las paredes de revolución igualando la

fuerza total de presión con las fuerzas longitudinales y circunferenciales que actúan en cada

elemento infinitesimal del recipiente.


20

En la parte cilíndrica de un recipiente se tienen los siguientes radios de curvatura:

2 1 y r r r [3.2]

por lo tanto partiendo de la ecuación [3.1] se obtienen las fórmulas clásicas:

1 2 1 y 22

p r p r

e eσ σ σ [3.3]

donde: 1σ = Tensión longitudinal.

2σ = Tensión circunferencial.

p = Presión interior.

e = Espesor del recipiente.

Estas expresiones sirven de referencia, pero al dimensionar un recipiente a presión

(cuerpo y cabezales) es necesario cumplir las exigencias del apartado UG-27 del Código

ASME, el cual considera como factor en estos cálculos la eficiencia de junta E que es menor

o igual a 1.

Vale aclarar que en este trabajo se emplean las dimensiones internas del recipiente en

los cálculos, pero también existen fórmulas referidas a las dimensiones externas. En una

primera instancia se calculan los espesores requeridos para resistir la presión interior y luego

los espesores se ajustan a los espesores disponibles comercialmente.

3.1.1 Cuerpo Cilíndrico

Tensión Circunferencial

Como el espesor no excede la mitad del radio interior y la presión está por debajo de

(0,385 S E ), se utilizan para el cálculo del espesor requerido y presión resistida las fórmulas

dadas por el apartado UG-27 (c) (1) del código.

■ Espesor requerido por la presión de diseño debido a la tensión circunferencial

0,6

dc

d

P Rt C

S E P

[3.4]

■ Presión admisible en el recipiente al momento de la prueba hidrostática

0,6

S E tP

R t

[3.5]


21

donde:

Pd: Presión de diseño = 17,6 kg/cm2.

E: Eficiencia de junta. Teniendo en cuenta que esta es la soldadura más exigida del

cilindro se adopta radiografiado total que considera ( E = 1 ).

C: Sobre-espesor por corrosión: = 1 mm.

R: Radio interior = 1665 mm (teniendo en cuenta C ).

S: Tensión admisible del material adoptado (ver Tabla 2.8).

Con la expresión [3.4]:

Para SA−516 Gr 60 17,6 1 66,5

0,1 2,6071180 1 0,6 17,6

dtx

x x

→ 26,07dt mm [3.6]

Para SA−516 Gr 70 17,6 1 66,5

0,1 2,2191395 1 0,6 1 7,6

dtx

x x

→ 22,19dt mm [3.7]

• Tensión Longitudinal

Como se muestra en la introducción de este capítulo en la ecuación [3.3], la tensión

longitudinal es igual a la mitad de la tensión circunferencial, esto se verifica en los siguientes

cálculos.

Dado que el espesor no excede la mitad del radio interior y la presión está por debajo de

(1,25SE), se utilizan para el cálculo del espesor requerido y presión resistida las siguientes

formulas dadas por el apartado UG-27 (c) (2) del código.

■ Espesor requerido por la presión de diseño debido a la tensión longitudinal

2 0,4

d

d

P Rt C

S E P

[3.8]

■ Presión admisible en el recipiente al momento de la prueba hidrostática

2

0,4

S E tP

R t

[3.9]

Con la expresión [3.8] y considerando una eficiencia de junta E = 0,85:

Para SA−516 Gr 60 17,6 1 66,5

0,1 1,572 1 180 0,85 0,4 1 7,6

tx

x x x

→ 15,7t mm [3.10]

Para SA−516 Gr 70 17,6 1 66,5

0,1 1,342 1 395 0,85 0,4 1 7,6

tx

x x x

→ 13,4t mm [3.11]


22

3.1.2 Cabezales

En la Figura 3.2 se muestran esquemas de los tipos de cabezales más utilizados.

Elipsoidal Torisférico Hemisférico

Figura 3.2: Tipos de cabezales más utilizados

Cabezal Torisférico

Este tipo de cabezal es el de mayor aceptación en la industria debido a su bajo costo y

gran capacidad para soportar presiones elevadas. Su característica principal es que el radio del

abombado es aproximadamente igual al diámetro.

El apartado UG-32 (e) del Código establece las siguientes fórmulas para su cálculo.

En el caso que 16,67L

r

■ Espesor requerido en el cabezal torisférico por la presión de diseño

0,885

0,1

d

d

P Lt C

SE P

[3.12]

■ Presión admisible en el cabezal torisférico al momento de la prueba hidrostática

0,885 0,1

SEtP

L t

[3.13]


Para SA−516 Gr 60 0,885 1 7,6 333

0,1 5,281180 0,85 0,1 1 7,6

tx x

x x

→ 52,8t mm [3.14]

Para SA−516 Gr 70 0,885 1 7,6 333

0,1 4,481395 0,85 0,1 1 7,6

tx x

x x

→ 44,8t mm [3.15]

Cabezal Semielipsoidal

Es empleado cuando el espesor calculado de una tapa torisférica es relativamente alto,

ya que las tapas semielípticas soportan mayores presiones que las torisféricas. Se fabrican por

troquelado, su silueta describe una elipse relación 2:1. Su costo es alto.


23

El apartado UG-32 (d) del Código establece las siguientes fórmulas para su cálculo.

■ Espesor requerido en el cabezal elipsoidal por la presión de diseño

2 0, 2

d

d

P Dt C

SE P

[3.16]

■ Presión admisible en el cabezal elipsoidal al momento de la prueba hidrostática

2

0,2

SE tP

D t

[3.17]


Para SA−516 Gr 60 1 7,6 333

0,1 3,032 1 180 0,85 0,2 1 7,6

x

x x x

t → 30,3t mm [3.18]

Para SA−516 Gr 70 1 7,6 333

0,1 2,582 1 395 0,85 0,2 1 7,6

x

x x x

t → 25,8t mm [3.19]

Cabezal Hemisférico

Este tipo de cabezal es utilizado para soportar presiones críticas, su característica principal

es que su silueta describe una media circunferencia perfecta. Una desventaja de este tipo de

cabezales o tapas es su elevado costo de fabricación.

El apartado UG-32 (f ) del Código establece las siguientes fórmulas.

■ Espesor requerido en el cabezal semiesférico por la presión de diseño.

2 0,2

d

d

P Rt C

SE P

[3.20]

■ Presión admisible en el cabezal semiesférico al momento de la prueba hidrostática.

2

0,2

SE tP

R t

[3.21]


Para SA−516 Gr 60 1 7,6 1 66,5

0,1 1,562 1 180 0,85 0,2 1 7,6

tx

x x x

→ 15,6t mm [3.22]

Para SA−516 Gr 70 1 7,6 1 66,5

0,1 1,342 1 395 0,85 0,2 1 7,6

x

x x x

lt → 13,4t mm [3.23]

3.2 Adopción de espesores comerciales

A los fines de seleccionar los espesores para las diferentes partes del recipiente, en la

Tabla 3.1 se listan los espesores comerciales disponibles.


24

Tabla 3.1: Espesores comerciales disponibles

Unidades Espesores utilizados en los recipientes (cuerpo y cabezales)

pulgadas 3/16 1/4 5/16 3/8 1/2 5/8 3/4 7/8 1

milímetros 4,76 6,35 7,93 9,50 12,70 15,90 19,05 22,22 25,40

Elección del cabezal

De acuerdo con los espesores calculados y las características de los diferentes cabezales, se

optó por un cabezal semiesférico, construido en gajos soldados, ya que para las dimensiones

del mismo la fabricación de un torisférico demandaría maquinaria especializada y un costo

elevado además de un espesor mayor. Según la ecuación [3.22] se requiere como mínimo un

espesor de 15,6 mm cuando se utiliza material SA−515 Grado 60. Se adopta un espesor de 5/8”.

Cabezal hemisférico de gajos soldados, SA−516G60, espesor ⅝ = 15,9 mm [3.24]

Elección del cuerpo cilíndrico

Según la ecuación [3.7] se requiere como mínimo un espesor de 22,19 mm cuando se

utiliza material SA−515 Grado 70. Por ello se adopta un espesor de 7/8”.

Cuerpo cilíndrico de material SA−516G70, espesor ⅞ = 22,229 mm [3.25]

Según Tabla 2.4 al usar cabezales hemisféricos, el largo de cilindro es L= 17300 mm [3.26]

Unión del cuerpo cilíndrico con el cabezal semiesférico

En la Figura 3.3 se bosquejan los detalles de la unión entre el cuerpo cilíndrico y el cabezal.

Figura 3.3: Unión entre el cuerpo cilíndrico y el cabezal hemisférico

a) detalles de unión, b) medidas adoptadas en mm


25

3.3 Verificación de espesores por tensiones

Los recipientes a presión, además de la presión interna están sujetos a otras solicitaciones:

Debidas al viento.

Por impactos.

Debidas a movimientos sísmicos.

Generadas por el peso propio y de su contenido.

En todos los cálculos realizados en esta sección se utilizan como espesores tentativos los

determinados anteriormente (22,22 mm para el cilindro y 15,9 mm para los cabezales) y se los

emplea para la verificación de las tensiones.

3.3.1 Esfuerzos debido al viento

Según Megyesy [4], los recipientes horizontales largos con una relación espesor/diámetro

muy pequeña están sujetos a distorsiones debido a la carga de viento, se considera que los

recipientes diseñados para una presión externa de 1 psi (≈ 0,007 MPa) resisten holgadamente las

cargas de viento presentes en condiciones normales.

Para este cálculo se toma la fórmula para recipientes con presión externa del apartado

UG-28 del Código para calcular la presión exterior que puede soportar el recipiente.

0

2

3 /

A EP

D t [3.27]

Datos: L = 17300 mm (ecuación [3.26]) ; D0 = 333 +2 x 2,22 = 3374 mm (exterior) ;

E = 206 GPa; t = 2,222 − 0,1 = 21,22 mm (corroído).

Figura 3.4: Principales dimensiones del recipiente

Los datos L, D0 y t están indicados en la Figura 3,4 mientras que el valor de la relación

geométrica A se obtiene del gráfico de la Figura 3.5 usando los siguientes valores:

0

0

1730 337,4417300 ; 5,13 ; 159

337,44 2,122

DLL mm

D t [3.28]

Con esos valores se ingresa al gráfico de la Figura 3.5 (Subparte 3 de la Sección II, Parte D

del Código) y se obtiene la relación geométrica A con la cual se calcula de la presión de trabajo.


26

Figura 3.5: Gráfico de relaciones geométricas para componentes sometidos a presión exterior

o cargas de compresión (válidas para todos los materiales)

Larg

o /

diá

met

ro e

xte

rior

= L

/D0 →

0,00012

5,13


27

Del gráfico de la Figura 3.5 se obtiene A = 0,00012 y con ese valor se ingresa al gráfico

de la Figura 3.6 el cual proviene de la Subparte 3 de la Sección II, Parte D del Código. En este

caso el valor A cae a la izquierda de las curvas de temperatura por lo que la expresión [3.27]

es correcta.

Relación A →

Figura 3.6: Gráfico para determinar el espesor de componentes sometidos a presión exterior, para

aceros de bajo carbono y/o baja aleación con tensión de fluencia mayor o igual a 207 MPa

Una vez obtenidos los valores necesarios, la presión exterior que soporta el recipiente se

calcula con la ecuación [3.27] :

62

0

2 2 0,00012 206000 1 0 0,104 1,06 /

3 / 3 159

x x x

AEP MPa kg cm

D t [3.29]

Considerando que la presión que resiste el recipiente es igual a 0,104 MPa, y la presión

propuesta por Megyesy para la verificación es 1 psi ≈ 0,007 Mpa concluimos que el recipiente

satisface los requerimientos de diseño para resistir el viento.

Presión resistida = 0,104 MPa > Presión por viento = 0,007 MPa Verifica [3.30]

3.3.2 Esfuerzos por impacto

Este tipo de esfuerzo surge del movimiento del recipiente durante al transporte. Por la

naturaleza impredecible de estos esfuerzos es difícil realizar cálculos y queda fuera del

alcance del presente proyecto.

Ten

sión

B

[M

Pa

] →

NOTA : Ver valores tabulados en la Tabla CS-2


28

3.3.3 Esfuerzos debido a movimientos sísmicos

Este apartado está referido a los esfuerzos resultantes de movimientos telúricos que puedan

ocasionar un estado de carga perjudicial para el recipiente. Se debe analizar la ubicación de la

instalación con el objeto de determinar el riesgo de ocurrencia de eventos sísmicos.

Figura 3.7: Zonificación sísmica de la República Argentina

La Figura 3.7 muestra las zonas de riesgo sísmico de la República Argentina de acuerdo

a la norma CIRSOC 103 [6]. Dado que la locación de la instalación tiene riesgo reducido y

teniendo en cuenta que el recipiente que se está diseñando es horizontal, por lo tanto poco

susceptible a dichas cargas, se considera que el estudio de estos esfuerzos esta fuera del

alcance del presente proyecto.


29

3.3.4 Esfuerzos generados por el peso propio y el contenido

En este punto se consideran las tensiones originadas por el peso propio y las reacciones

de apoyo. En el caso de recipientes horizontales de acuerdo al Compendio de Cálculo

Estructural [7] se debe estudiar detalladamente la forma de apoyarlos; siendo práctica habitual

utilizar dos soportes tipo montura, según lo indicado en la Figura 3.8. El método de diseño

usando estos soportes está basado en los estudios realizados por L.P. Zick, los cuales fueron

tomados por ASME, que publicó una Práctica Recomendada. Se puede demostrar que el uso

de dos soportes es preferible, frente a soportes múltiples, tanto desde el punto de vista

estructural como económico.

Figura 3.8: Esquema de un recipiente a presión horizontal con apoyos tipo montura

Para el cálculo de tensiones en un recipiente de presión horizontal con soportes tipo

montura, se deben considerar las siguientes particularidades del caso:

Las condiciones de cargas por el peso (del recipiente y del contenido) varían según el

porcentaje de llenado. Se recomienda para el cálculo considerar el recipiente totalmente lleno,

con el fluido de operación o con agua (generalmente es el fluido de la prueba hidrostática),

el que tenga mayor peso.

Las tensiones en el recipiente dependen del ángulo de contacto θ indicado en la Figura 3.8.

Debido a la presión interna P, la tensión longitudinal es la mitad de la tangencial y teniendo en

cuenta el criterio de falla adoptado, en el sentido longitudinal, la mitad de espesor real del

recipiente principalmente contribuye a resistir las cargas por peso propio y del contenido.

La ubicación de los soportes puede estar influida por la existencia de aperturas

inferiores; si este no fuera el caso, se los puede ubicar en la posición óptima desde el punto de

vista de la resistencia. Para recipientes de gran diámetro y espesores relativamente pequeños,

es conveniente ubicar los soportes cerca de los cabezales, teniendo en cuenta que los mismos

generan un efecto de anillo rigidizador para la parte cilíndrica.

En cambio, para recipientes largos y de espesores relativamente grandes, la ubicación

conveniente es aquella donde la tensión longitudinal debida a los pesos en los soportes es

similar a la existente en el centro del recipiente, es decir cuando los momentos M1 y M2

indicados en la Figura 3.9 son iguales (eso ocurre cuando a = 0,2071 ℓ ).


30

Figura 3.9: Ubicación óptima de los soportes en un recipiente de presión horizontal largo

La Figura 3.9 es sólo esquemática ya que considera cabezales planos. En general se

utilizan cabezales no planos donde en lugar de a se tienen las distancias A y H (ver Figuras

3.8 y 3.10). A es la distancia entre la unión cabezal/cilindro y el centro del soporte y H es la

altura del cabezal medida a partir de la soldadura de unión. La parte en voladizo no debe/ ser

mayor que el 20% de la longitud total de la parte cilíndrica del recipiente (A ≤ 0,2 L ).

Asimismo, la ubicación óptima varía de acuerdo con el ángulo de contacto θ de los soportes

(ver Figura 3.8).

Teniendo en cuenta que, como parámetro de diseño en el Capítulo 1 en la ecuación [1.4]

se fijó en 15 m la distancia entre los centros de los soportes existentes, la parte en voladizo A

indicada en la Figura 3.8 queda fijada por el largo del cuerpo cilíndrico L = 17300 mm dada

en [3.26]. En efecto (17300 15000) / 2 1150 A mm .

Distancia entre el centro del soporte y la unión cuerpo-cabezal A = 1150 mm [3.31]

Para recipientes grandes, el Código ASME recomienda que el ángulo de contacto con

los apoyos sea como mínimo 120º (los posibles ángulos de contacto varían de 120º a 180º ).

Se adopta un ángulo de contacto para los apoyos θ = 120o [3.32]

Según el método de diseño de Zick para recipientes de presión horizontales con soportes

tipo montura, se deben verificar las siguientes tensiones en puntos críticos:

Tensiones longitudinales por la flexión.

Tensiones de corte.

Tensiones circunferenciales.

Estimación de las reacciones de apoyo Q

Datos del cilindro: 333 ; 2 333 2 2,222 337, 444 ; 17300x i e i

D cm D D t cm L cm [3.33]

Datos del cabezal: 333 ; 2 33 3 2 1,59 336,18x i e iD cm D D t cm [3.34]

Peso del cilindro: 2 2 2 2

1( ) /4 0,785 (337,444 333 ) 17300 /4 31779

e iP ρ π D D L π kg x x [3.35]

Peso del cabezal: 3 3 3 3

2 ( ) /12 0,785 (336,18 333 ) /12 2195 x e iP ρπ D D π kg [3.36]


31

En la Tabla 3.2 se muestran los pesos de los principales componentes del recipiente

Tabla 3.2: Propiedades de los componentes del recipiente

Componente

del recipiente

Espesor

[mm]

Diámetro

exterior [mm]

Largo

[mm]

Peso

[kg]

Cuerpo cilíndrico 22,22 3374,44 17300 31779

Cabezal hemisférico 15,9 3361,8 1665 2195

Para estimar el peso de un recipiente en una etapa inicial, el manual de Moss [8]

recomienda suponer un sobre peso del 6 % para recipientes entre 35000 y 45000 kg. Este 6 %

tiene en cuenta a los accesorios, soldaduras, etc.

1,06 (31779 2 2195) 1,06 36169 38339 x x x RQ kg [3.37]

Una vez obtenido el peso del recipiente se debe considerar el peso de la carga, para esto

se analiza el caso más desfavorable en el cual el recipiente está totalmente lleno de agua durante

la prueba hidrostática, es decir con 170 m3

con densidad de 1000 kg/m3.

38339 170000

1041702 2

R CQ QQ kg

[3.38]

La Figura 3.10 muestra un esquema del recipiente donde se indican los parámetros usados

para la verificación del espesor de 7/8” del cilindro (espesor 2,122 cm en estado corroído).

Figura 3.10: Parámetros usados en los cálculos de las tensiones por flexión y corte

En la Tabla 3.3 se listan los parámetros usados en los cálculos de las tensiones por

flexión y corte para verificar la resistencia del cuerpo cilíndrico en la versión corroída.

Tabla 3.3: Parámetros usados para calcular las tensiones en el cuerpo cilíndrico

Q [kg] A [mm] L [mm] Rm [mm] H [mm] t [mm] b [mm]

104170 1150 17300 1676 1673 21,22 660


32

3.3.4.1 Tensiones longitudinales por la flexión

Las tensiones longitudinales por la flexión en el cuerpo del recipiente, se deben calcular

en el plano medio del recipiente y en los planos de los apoyos. Las tensiones que se verifican

a continuación corresponden a un recipiente sin anillos de refuerzo.

3.3.4.1.1 Tensiones longitudinales en el plano de los soportes del recipiente

En los planos de los soportes, las máximas tensiones S1 debidas al peso propio y al peso

del contenido, se calculan con la siguiente expresión:

2 2

1 * 2

1 / / 2 1

1 4 / 3

m

m

A L R H ALQ AS

K R t H L

[3.39]

donde: L longitud del cuerpo. Rm radio medio.

H altura del cabezal. t espesor del cuerpo.

Q carga sobre cada soporte, (peso propio más carga completa de agua).

A distancia entre el centro del soporte y la unión cuerpo/cabezal.

K* factor adimensional, cuyo valor depende de lo que pasa en los planos de los soportes.

Se pueden dar tres situaciones distintas a saber:

1) El factor es K*= π cuando los soportes tienen anillos de refuerzo para los casos donde

A >Rm /2; o no teniéndolos si los soportes están ubicados cerca de los cabezales (donde

estos trabajan como rigidizadores) y se cumple que A < Rm /2.

Si no se dan las condiciones del punto (1) la situación es notablemente diferente y la

tensión S1 es bastante mayor. Hay que distinguir dos casos (tracción o compresión):

2) En la parte superior de los planos de los soportes se tienen tensiones longitudinales de

tracción y K* toma el valor K1 que varía con el ángulo de contacto θ (ver Tabla 3.4). Hay

que tener presente que: i) K1 << π ; ii) θ ≥ 120º y iii) K1 crece con θ disminuyendo la

tensión S1.

3) En la parte inferior de los planos de los soportes las tensiones longitudinales son de

compresión y se consideran dos casos: i ) cuando t /Rm ≥ 0,005 el diseño del recipiente

está gobernado por la presión interior no siendo necesario considerar S1 de la ecuación

[3.39]; o ii) cuando t/Rm< 0,005 K* toma el valor K7, que varía con el ángulo de contacto

θ (ver Tabla 3.4). K7 varía de manera similar a K1 pero el valor de K7 es entre un 65 y un

80 % mayor que K1.


33

Tabla 3.4: Valores de los factores Ki para el cálculo de tensiones

en recipientes de presión horizontales

Θ K1 K2 K3 K4 K5 K6 K7 K8 K9

120 0,335 1,171 0,880 0,401 0,760 ver 0,603 0,340 0,0525

122 0,345 1,139 0,846 0,393 0,753 gráfico 0,618 0,338 0,0509

124 0,355 1,108 0,813 0,385 0,746 de la 0,634 0,336 0,0494

126 0,366 1,078 0,781 0,377 0,739 Figura 0,651 0,334 0,0479

128 0,376 1,050 0,751 0,369 0,732 3.12 0,669 0,332 0,0464

130 0,387 1,022 0,722 0,362 0,726 Más 0,689 0,330 0,0449

132 0,398 0,996 0,694 0,355 0,720 adelante 0,705 0,328 0,0435

134 0,409 0,971 0,667 0,347 0,714 0,722 0,325 0,0421

136 0,420 0,946 0,641 0,340 0,708 0,740 0,323 0,0407

138 0,432 0,923 0,616 0,334 0,702 0,759 0,320 0,0394

140 0,443 0,900 0,592 0,327 0,697 K6 0,780 0,318 0,0380

142 0,455 0,879 0,569 0,320 0,692 depende 0,796 0,315 0,0368

144 0,467 0,858 0,547 0,314 0,687 de θ 0,813 0,312 0,0355

146 0,480 0,837 0,526 0,308 0,682 y de 0,831 0,309 0,0343

148 0,492 0,819 0,505 0,301 0,678 A /Rm 0,853 0,307 0,0331

150 0,505 0,799 0,485 0,295 0,673 0,876 0,304 0,0319

152 0,518 0,781 0,466 0,289 0,669 0,894 0,301 0,0307

154 0,531 0,763 0,448 0,283 0,665 0,913 0,297 0,0296

156 0,544 0,746 0,430 0,278 0,661 0,933 0,294 0,0285

158 0,557 0,729 0,413 0,272 0,657 0,954 0,291 0,0275

160 0,571 0,713 0,396 0,266 0,654 0,976 0,288 0,0265

162 0,585 0,698 0,380 0,261 0,650 0,994 0,284 0,0255

164 0,599 0,683 0,365 0,256 0,647 1,013 0,281 0,0245

166 0,613 0,668 0,350 0,250 0,643 1,033 0,277 0,0235

168 0,627 0,654 0,336 0,245 0,640 1,054 0,274 0,0226

170 0,642 0,640 0,322 0,240 0,637 1,079 0,270 0,0217

172 0,657 0,627 0,309 0,235 0,635 1,097 0,266 0,0209

174 0,672 0,614 0,296 0,230 0,632 1,116 0,262 0,0201

176 0,687 0,601 0,283 0,225 0,629 1,137 0,258 0,0193

178 0,702 0,589 0,271 0,220 0,627 1,158 0,254 0,0185

180 0,718 0,577 0,260 0,216 0,624 1,183 0,250 0,0177

Por lo mencionado anteriormente en nuestro caso el factor K*

se obtiene por medio de la

Tabla 3.4 ya que planteamos un diseño en primera instancia sin anillos rigidizadores y con

A > Rm /2. A continuación se procede al cálculo de las tensiones longitudinales para dicha

situación:


34

En la parte superior

Se determina el valor de K1 por medio de la Tabla 3.4 considerando un ángulo θ = 120º.

Entonces la tensión S1 se obtiene a partir de la ecuación [3.39].

2 2

1 2

115 167,6 167,31

104170 1,15 1730 2 115 1730 1

4 167,30,335 167,6 2,1221

3 1730

Sxx x

xx x

x

[3.40]

2

1 1 00,72 / 9,87 S kg cm MPa [3.41]

En la parte inferior

En este caso t/Rm > 0,005 por lo que las tensiones quedan dominadas por la presión

interna no siendo necesario el cálculo de las tensiones de compresión.

Tensión de tracción

Cuando la tensión dada por [3.39] es de tracción, para obtener la tensión efectiva σ*, se

debe sumar esa tensión S1 a la tensión longitudinal SL debida a la presión interna P.

Posteriormente σ* se contrasta con la tensión admisible S del material del recipiente afectada

por la eficiencia de junta E.

σ*1 LS S SE [3.42]

donde: S1 tensión longitudinal por flexión.

SL tensión longitudinal por presión interna.

S tensión admisible del material del recipiente.

E eficiencia de junta categoría B ( E= 0,85).

La tensión longitudinal SL debida a la presión interna se obtiene utilizando la ecuación

[3.43].

0,22

iL

RS P

t

[3.43]

2

166,5 17,6 0,2 687 67,4

2 2,122L

kgS MPa

cmx

[3.44]

9,87 67,34 77,2 136,8 0,85 116,3 x Verifica [3.45]


35

3.3.4.1.2 Tensiones longitudinales en el plano medio del recipiente

En el plano medio del recipiente, las máximas tensiones S1 debidas al peso propio y al

contenido, se calculan con la siguiente expresión:

2 2 2

1 2

1 2( ) / 4

4 1 4 / (3 )

m

m

R H LQL AS

πR t H L L [3.46]

donde: Q carga sobre cada soporte.

L longitud del cuerpo.

Rm radio medio.

H altura del cabezal.

t espesor del cuerpo.

A distancia entre el centro del soporte y la unión cuerpo/cabezal.

E eficiencia de junta categoría B = 0,85.

Para obtener la tensión efectiva σ* y contrastarla con la tensión admisible se procede del

mismo modo que en el análisis de las tensiones en los planos de los soportes.

2 2 2

1 2

1 7,3 1 2 167,6 167,3 /1730 4 1 15

1 4 167,3 / 3

104170

1730 17304 167,6 2,122

( )x x x

x x

Sπ

[3.47]

2

1 149,16 / 14,62 S kg cm MPa [3.48]

Tensión de tracción

En la parte inferior del plano medio, se tienen tensiones de tracción:

14,62 68,6 83,22 136,8 0,85 116,3x Verifica [3.49]

Tensión de compresión

Cuando la tensión calculada por la fórmula [3.39] es de compresión, el caso más crítico

se da cuando el recipiente está completamente lleno y a presión atmosférica. En ese caso esa

tensión es directamente la tensión efectiva σ* que se tiene que contrastar con la tensión

admisible de compresión del material del recipiente. Teniendo en cuenta el apartado UW-12

del Código, la eficiencia de junta a la compresión se considera como E =1.

* *

1 CSE S Sσ σ [3.50]

donde: S1 tensión longitudinal de compresión por flexión.

SC tensión admisible de compresión del material del recipiente.


36

A continuación se determina la tensión admisible en compresión de acuerdo con el

apartado UG-23 del Código. La tensión máxima admisible en compresión, para el material de

un cuerpo cilíndrico sometido a esfuerzos que generan tensiones axiales de compresión, es la

menor de las tensiones S y B dadas a continuación:

La tensión S: es la tensión máxima admisible en tracción 136,8 S MPa

La tensión B es obtenida mediante:

1. Se calcula la relación geométrica A con la siguiente formula:

0

0,125 0,1250,00157

/ 168,72 / 2,122A

R t [3.51]

donde: R0 radio exterior del cuerpo cilíndrico.

t espesor del cuerpo cilíndrico.

2. Con el valor de A y la temperatura de trabajo se determina B, que es la tensión

máxima admisible del material en compresión en función de la temperatura y

de la relación R0/t. Para ello se debe utilizar el gráfico de la Figura 3.6.

Ingresando al gráfico de la Figura 3.6 con el valor de A se obtiene una tensión admisible

de compresión 100cS MPa . Por lo tanto considerando la tensión S1 de compresión dada por la

ecuación [3.48] 1 14,62S MPa se tiene:

* *100 14,62 100C CS S Eσ σ Verifica [3.52]

3.3.4.2 Tensiones de corte

La distribución y magnitud de las tensiones de corte (originadas por el peso propio y el

contenido) dependen de cómo está reforzado el recipiente, con anillos rigidizadores y/o placas

en los apoyos tipo montura (ver Figuras 3.8, 3.10 y 3.11).

En el presente caso al comparar el valor de A con Rm da origen a la ecuación [3.53].

Figura 3.11 Soporte tipo montura


37

Considerando t /Rm ≥ 0,005 se tiene la ecuación:

22

2

2 4 /3

m

m

R K Q L AA S

R t L H

[3.53]


A distancia entre el centro del soporte y la unión cuerpo/soporte.

L longitud del cuerpo.

Rm radio medio.

H altura del cabezal.


K2 factor adimensional debido a que en los planos de los soportes no se tienen anillos

rigidizadores, este factor varía con el ángulo de contacto θ según la Tabla 3.4.

Para recipientes no reforzados con anillos, las máximas tensiones de corte se presentan

en la zona de las puntas de los soportes (cuernos).

La tensión de corte no debe ser mayor que el 80% de la tensión admisible del material

(cuerpo cilíndrico o cabezal):

2 0,8 S S [3.54]

donde: S2 = tensión de corte en cuerpo cilíndrico o cabezal.

S = tensión admisible del material del cuerpo cilíndrico o cabezal, según corresponda.

Teniendo en cuenta la Tabla 3.4 para θ =120° corresponde K2 = 1,171

2

1,171 1 04170 1730 2 1 15

167,6 2,122 1730 4

1 67,3/3S

x xx

x x

[3.55]

2

2 263,42 / 25,83S kg cm MPa [3.56]

2 25,83 0,8 1 36,8 109,4 S x Verifica [3.57]

3.3.4.3 Tensiones circunferenciales

En la zona de los apoyos, la transmisión de las cargas origina tensiones circunferenciales,

en el cuerpo cilíndrico tanto en la zona en contacto con la punta del apoyo tipo montura (cuerno)

como con el fondo del apoyo (ver Figura 3.11).


38

3.3.4.3.1 Tensiones circunferenciales en la zona del cuerno del soporte cuando no hay anillo

Como el recipiente no tiene anillos rigidizadores y L > 8 Rm, las tensiones circunferenciales

S3 en el cuerpo cilíndrico en la zona del cuerno del soporte se pueden evaluar con la siguiente

expresión:

6

3 2

3 : 8

24 1,56

m

m

K QQS cuando L R

tt b R t [3.58]

donde: Q carga sobre cada soporte. L longitud del cuerpo. Rm radio medio.

t espesor del cuerpo. b ancho del soporte.

K6 factor adimensional que depende del ángulo de contacto θ y del cociente entre la

parte en voladizo del tanque A y el radio Rm (ver Figura 3.8). Se obtiene del

siguiente gráfico.

0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0 1,1 1,2 1,3

Relación voladizo/radio A/Rm →

Figura 3.12: Gráfico para la determinación del factor K6 en función de θ y A/Rm

0,0528

0,0449

0,0378

0,0316

0,0261

0,0216

0,0178

0,0129

0,0110

0,0093 0,0078 0,0065 0,0054 0,0045

Val

or

del

fa

ctor

K

6 →

0,05

0,04

0,03

0,02

0,01

0

120o

150o

170o

140o

160o

130o

180o

0,029

0,69


39

La tensión S3 calculada en [3.58] debe ser menor que una vez y media la tensión

admisible del material del cuerpo:

3 1,5 S S [3.59]

donde S es la tensión admisible del material del cuerpo cilíndrico a la temperatura de trabajo.

Para θ = 120° y A/Rm = 115/167,6 = 0,69 en el Gráfico de la Figura 3.12 se obtiene

K6 = 0,029.

El valor del ancho del soporte b = 66 cm se obtiene de la Tabla 3.3.

La tensión admisible del material SA−516 Gr 70 es 136,8 MPa (ver Tabla 2.8)

3 2

104170 3 0,029 1 04170

2 (2,122)4 2,122 66 1,56 167,6 2,1

2

2

S

x x

xx x

[3.60]

3 2843 82,7

kgS MPa

cm → 3 82,7 1,5 1 36,8 205,2S x Verifica [3.61]

3.3.4.3.2 Tensiones circunferenciales en la zona del fondo del soporte

En este caso la tensión S3 correspondientes al fondo de los apoyos se calcula con la

siguiente fórmula:

5

3 1,56 m

K QS

t b R t

[3.62]


Rm radio medio.


b ancho del soporte.

K5 factor adimensional que varía con el ángulo de contacto θ (ver Tabla 3.4)

La tensión calculada en [3.62] no debe ser mayor que la mitad de la tensión admisible

del material del cuerpo:

3 0,5 S S [3.63]

donde S es la tensión de fluencia del material del cuerpo cilíndrico.


40

Ingresando con θ =120° en la Tabla 3.4 obtenemos K5 = 0,76.

3

0,76 1 04170

2,122 66 1,56 167,6 2,12

2S

x

x x

[3.64]

3 2391,3 38,4

kgS MPa

cm [3.65]

3 38,4 0,5 136,8 68,4S x Verifica [3.66]

3.3.5 Análisis comparativo entre recipiente diseñado y el que será reemplazado

En este punto se lleva a cabo una breve comparación de los espesores obtenidos para el

diseño del recipiente y los espesores del recipiente a reemplazar. En la Tabla 3.5 se muestran

los espesores en ambos casos y se puede apreciar las diferencias, siendo la más evidente la

diferencia de los cabezales. Se debe considerar que si bien el material es diferente, ambos son

aceros de bajo carbono con tensiones de fluencia similares. Por lo que se ve que la diferencia

radica principalmente en los factores de seguridad propuestos por ambos Códigos.

No es posible realizar una comparación más profunda que incluya todos los aspectos del

diseño de un recipiente debido a la limitada información que se pudo recopilar del recipiente

en operación. No se tuvo acceso a planos y las mediciones en planta no fueron posibles por

las medidas de seguridad de la empresa propietaria del equipo. Todos los datos obtenidos

fueron relevados de la placa de características que se ve en el Anexo I.

Tabla 3.5: Comparación de espesores en [mm] obtenidos con diferentes Normas

Componente AD-Merkblatter ASME

Cuerpo 19,5 22,22

Cabezales 11 15,9

De acuerdo a los resultados obtenidos en este capítulo y en los anteriores, en la Tabla 3.6

se resumen los principales parámetros del recipiente.


41

Tabla 3.6: Resumen de datos del recipiente

Propiedad Especificación

Presión de trabajo:.................................... 14 kg/cm2 (200,25 psi )

Presión de diseño:..................................... 17,6 kg/cm2 ( 250 psi )

Presión de prueba hidrostática:................. 22,8 kg/cm2 (325 psi)

Tipo de cabezales:..................................... Semiesféricos construidos en gajos soldados

Material del cuerpo cilíndrico:................ SA–516 Gr 70 Espesor ⅞” = 22,2 mm

Material de los cabezales:......................... SA–516 Gr 60 Espesor ⅝” = 15,9 mm

Diámetro interior del cilindro:................. Di = 3330 mm

Sobre-espesor por corrosión:................... C = 1 mm

Capacidad del recipiente:......................... V = 170 m3

Distancia entre centros de los apoyos:.... 15 m

Carga estimada sobre cada apoyo:.......... Q = 104,17 Tn

Largo del cuerpo cilíndrico:..................... L = 17,3 m

Ángulo de contacto sobre los apoyos:...... θ = 120 o

Distancia entre el centro del

soporte y la unión cilindro-cabezal:.......... A = 1,15 m


42

43

Capítulo IV

Boca de inspección

4.1 Introducción

El apartado UG-46 del Código ASME VIII establece que en los recipientes cuyo

diámetro interior es superior a 914 mm (36 in) es obligatorio colocar un orificio de inspección

con un diámetro nominal mínimo de 406 mm (16 in). A su vez, el apartado UG-36 establece

que la abertura máxima para recipientes de diámetro interior mayor a 1500 mm (60 in) no

debe exceder un tercio del diámetro ni 1000 mm (40 in).

Con esas restricciones y considerando que el diámetro exterior del recipiente es 3374 mm

se adopta una abertura con un diámetro exterior de 609,6 mm (24 in) que es una medida

estándar para las bridas comerciales.

Para la boca de inspección se adopta un diámetro exterior de 24” = 609,6 mm [4.1]

4.2 Dimensionado del tubo de inspección

De acuerdo con el apartado UG-45 del código, los espesores del tubo de la boca y del

orificio de inspección se calculan con la ecuación [4.2] que se muestra a continuación.

45 max ( , )UG a btt t [4.2]

donde ta = espesor calculado en la situación más desfavorable más sobreespesor por corrosión.

tb = el mayor entre el requerido por la presión interior, considerando E = 1 en la ubicación

del orificio, más el sobreespesor por corrosión o el indicado en la Tabla 4.1.

Teniendo en cuenta estas dos situaciones se calcula el espesor para la pared de la boca

de inspección, que utiliza el mismo material del cuerpo (SA−516 Gr 70 ), mediante [4.3] a

partir del radio externo R0 = 60,96/2

0

0,4

P R

St

E PC

[4.3]

17,6 30,5

0,1 4,831395 1 0,4 17,6

t mmx

x x

[4.4]

Boca de inspección

44

Tabla 4.1: Espesores mínimos de pared de boquillas, extracto de la Tabla UG-45.

Diámetro nominal Espesor de pared mínimo

[in] [mm]

NPS 8 (DN 200) 0,282 7,16

NPS 10 (DN 250) 0,319 8,11

≥NPS 12 (DN 300) 0,328 8,34

Se podría utilizar un espesor de ¼” (6,35 mm) por requerimientos de presión, pero

debido a que la condición más desfavorable viene impuesta por la Tabla 4.1 se adopta un

espesor mayor, ⅜” (9,52 mm), para tener en cuenta los esfuerzos que pueden introducir el

pescante y las bridas, así como los esfuerzos aleatorios que pueden ocurrir durante el

transporte, manipulación y principalmente durante los trabajos de mantenimiento.

Para el tubo de inspección se adoptó material SA−516 Go70, espesor ⅜ = 9,52 mm [4.5]

De acuerdo a Megyesy [5], la proyección mínima exterior de la boca de inspección debe

ser de 10” ya que esto se define en función del diámetro de la misma (24”), como se observa

en la Tabla 4.2. Por ello, se adoptó una boca de 200 mm de longitud construida como un tubo

con costura. El largo está justificado en la subsección 4.3 una vez que se define la brida y

tomando en cuenta la proyección interna que también se define en la subsección 4.3.

Largo mín. Proyec.ext. + 254 168,1 22,22 60 168,12 Y t h mm [4.6]

Tabla 4.2: Proyección exterior mínima de la boca de inspección

Proyección exterior para bridas welding neck [in]

Diámetro

nominal de

la tubería

Presión nominal de la brida [lb]

150 300 600 900 1500 2500

2 6 6 6 8 8 8

4 6 8 8 8 8 12

8 8 8 10 10 12 16

12 8 8 10 12 16 22

16 8 10 10 14 16 -

20 10 10 12 14 18 -

24 10 10 12 14 20 -

Para el tubo de inspección se adoptó un largo = 200 mm [4.7]

Boca de inspección

45

4.3 Dimensionamiento y selección de la brida

Para la selección de la brida se utiliza la norma ASME B16.5 [9], la Tabla 4.3 establece

la presión de trabajo para cada familia de bridas de acuerdo con la temperatura de operación.

Tabla 4.3 Rango de presiones de operación para materiales del grupo 1

Forjado Fundido Placa

C-Sl A 105 (1) A216GC WCB (1) A 515 Gr. 70(1)

C-Mn-SI A 350 Gr. LF2 (1) A 516 Gr. 70 (1). (2)

C-Mn-SI-V A 350 Gr. LF6 CI. (4)

3½NI A 350 Gr. LF3 A 537 CI. 1 (3)

Clases de acuerdo a la presión de trabajo [bar]

Clase 150 300 400 600 900 1500 2500

Temp, °C

−29 to 38 19,6 51,1 68,1 102,1 153,2 255,3 425,5

50 19,2 50,1 66,8 100,2 150,4 250,6 417,7

100 17,7 46,6 62,1 93,2 139,8 233,0 388,3

150 15,8 45,1 60,1 90,2 135,7 225,0 375,6

200 13,8 43,8 58,4 87,6 131,0 219,0 365,0

250 12,1 41,9 55,9 83,9 125,8 209,7 349,5

300 10,2 39,8 53,1 79,6 119,5 199,1 331,8

325 9,3 38,7 51,6 77,4 116,1 193,6 322,6

350 8,4 37,6 50,1 75,1 112,7 187,8 313,0

375 7,4 36,4 48,5 72,7 109,1 181,8 303,1

400 6,5 34,7 46,3 69,4 104,7 173,6 289,3

425 5,5 28,8 38,4 57,5 86,3 143,8 239,7

450 4,6 23,0 30,7 46,0 69,0 115,0 191,7

475 3,7 17,4 23,2 34,9 52,3 87,7 145,3

500 2,8 11,8 15,7 23,5 35,3 58,8 97,9

538 1,4 5,9 7,9 11,8 17,7 29,5 49,2

NOTAS:

(1) Por una prolongada exposición a temperaturas superiores a 425 °C la fase de carburo puede

convertirse en grafito. Permitido, pero no recomendado para su uso a más de 425°C.

(2) No utilizar por sobre los 455°C.

(3) No utilizar por sobre los 370°C

(4) No utilizar por sobre los 260°C.

Boca de inspección

46

Considerando la presión de operación de 17,6 kg/cm2 (17,26 bar) y una temperatura

máxima de 250 ºC se seleccionó una brida Serie 300 tipo welding neck (WN) y su

correspondiente brida ciega (B) cuyas dimensiones y características extraídas del catálogo de

la marca Bripetrol se muestran en la Tabla 4.4.

Tabla 4.4: Dimensiones de las bridas de la Serie 300*

Diá

met

ro n

om

inal

del

tub

o

Diá

met

ro e

xte

rior

Esp

eso

r m

ínim

o

Diá

m. d

el r

esal

to

Diá

met

ro e

n l

a

bas

e d

el c

ub

o Alturas

a través

Diámetro

interior

Plantilla de

perforar

Peso de

la brida

[kg]

WN B

del cubo

WN WN SO

Diá

met

ro d

e

la c

oro

na

Can

tidad

Diá

met

ro

aguje

ros

O C* R X Y* B B D H

18 711,2 60,5 533,4 533,4 158,8

Diá

met

ro n

om

inal

inte

rior

del

tubo

461,8 628,7 24

35,1 138 183

28,00 2,38 21,00 21,00 6,25 18,18 24,75 1,38

20 774,7 63,5 584,2 587,2 162,1 513,1 685,8

24 35,1

172 226 30,50 2,50 23,00 23,12 6,38 20,2 27 1,38

24 914,4 69,9 692,2 701,5 168,1 616,0 812,8

24 41,1

247 352 36,00 2,75 27,25 27,62 6,62 24,25 32 1,62

* Las dimensiones en mm se dan en negrita.

Se seleccionó una brida tipo “welding neck” de 24” de acero SA−105 [4.8]

4.4 Selección de bulones y tuercas

Como la brida tiene 24 perforaciones de 41,1 mm se seleccionaron bulones M39 x 230 de

material SA-193 B7, porque se consideran los espesores tanto de las bridas WN y B, así como

también el resalto, tuercas y arandelas. La división II, sección D del código establece que el

material SA−193 satisface el valor de resistencia necesaria para una temperatura de operación

de 250ºC. Por ello y teniendo en cuenta la disponibilidad del mercado se adoptan esos bulones

con una resistencia a fluencia de 27036 /kg cm para bulones con un diámetro menor a 2 ½’’.

Se adoptó: 24 bulones M39x230 de material SA−193 B7 con σf = 7036 kg/cm2 [4.9]

Boca de inspección

47

Cálculo de los esfuerzos en los bulones:

Con la presión de diseño (Pd) y tomando el área interior (Ai ) del tubo de inspección, se

calcula la fuerza ejercida sobre la brida ciega que se distribuye en los 24 bulones de fijación

ya mencionados. Se tiene 2 59,37i eD D t x .

2 2

259,372769

4 4

x i

i

π D πA cm [4.10]

17,6 2769 48734d iF P A kg x [4.11]

Considerando que la sección resistente de cada bulón M39 es de 29,76 cm , se obtiene la

tensión en cada bulón.

248734

208 /9,76 24

b

b b

Fkg cm

A nσ

x x [4.12]

27036208 /b kg cmσ Verifica [4.13]

Se observa que la resistencia de los bulones satisface holgadamente los esfuerzos a los

que están sujetos.

En la Tabla 4.5 se muestran las dimensiones de la tuerca métrica utilizada en el sistema

con el fin de determinar los esfuerzos de corte y el aplastamiento en los filetes de rosca.

Tabla 4.5: Rosca métrica

Diámetro nominal

D, d

Paso

p

Diámetro medio

D2, d2

Diámetro interior

D1, d1

39 4 36,402 34,670

Se adoptó: tuerca hexagonal M39 DIN 934 de acero SA−194 2H − σf = 12300 kg/cm2 [4.14]

Para la verificación de la tuerca hexagonal seleccionada con resistencia a la fluencia de

212300 /kg cm , se toman los valores de la Tabla 4.6.

Boca de inspección

48

Tabla 4.6: Dimensiones de la tuerca DIN 934 M39 en mm

d s e m

M-39 60 66,44 31

La verificación de las tuercas se hace mediante la expresión propuesta por Niemann [10].

Para la verificación de las dimensiones de la tuerca se tiene que

7036

0,8 0,8 39 17,85 < 31 12300

x x x x Verificabmín

t

σm d mm mm

σ [4.15]

2

donde: Espesor mínimo de la tuerca.

Diámetro nominal del bulón.

7036 / Resistencia a fluencia del bulón.

12300

mín

b

t

m

d

σ kg cm

σ kg 2/ Resistencia a fluencia de la tuerca.cm

Considerando que la tuerca seleccionada DIN 934 M39 tiene un espesor de 31 mm las

dimensiones de la misma verifican satisfactoriamente.

Con esto concluimos que tanto los bulones como las tuercas seleccionadas satisfacen las

condiciones de diseño.

4.5 Refuerzo del orificio de inspección

Cuando se realiza una abertura el recipiente queda debilitado en esa sección, por lo

tanto, es necesario reforzarlo para que pueda soportar la presión interna. Los apartados UG-36

a UG-44 del código establecen bajo qué condiciones es necesario colocar refuerzos, al

analizar este caso se definen los refuerzos a utilizar. Como regla fundamental el material

removido a través de la perforación debe ser agregado en los alrededores de la abertura con el

fin de compensar la pérdida de material.

La Figura 4.1 muestra esquemáticamente lo recién mencionado.

Boca de inspección

49

Figura 4.1: Área de refuerzo necesaria

Consideraciones importantes referidas al refuerzo necesario en los orificios:

En la Figura 4.2 se esquematizan las áreas consideradas para determinar el refuerzo:

No es necesario reponer la totalidad del material eliminado por la perforación, sólo

debe restituirse aquel que era necesario para resistir las tensiones.

Por lo general, los espesores de las placas que se emplean en el recipiente (A1) y en el

tubo de inspección (A2), son mayores que el mínimo necesario por cálculo, por ello

ese material extra en la proximidad de la abertura se puede computar como refuerzo.

De modo similar se puede considerar el área correspondiente a las soldaduras (A4) y a

la longitud de introducción del tubo en el recipiente (A3).

Si el refuerzo es de un material diferente, el área de refuerzo debe aumentar de manera

proporcional a la disminución del valor de tensión admisible del material con respecto

al de la pared del recipiente; sin embargo un refuerzo de mayor tensión admisible no

permite un área menor.

El requisito de área del refuerzo debe satisfacerse para todos los planos que pasen por

el centro de la abertura y sean normales a la superficie del recipiente.

Si la suma de las áreas (A1, A2, A3, A4) disponibles para refuerzo es igual o mayor que

el área a reponerse (A), la abertura esta reforzada adecuadamente. De lo contrario debe

agregarse lo faltante mediante la colocación de un refuerzo o parche (A5) (ver Figura 4.2).

Figura 4.2: Áreas involucradas en la determinación del refuerzo

Boca de inspección

50

4.5.1 Determinación de las áreas de refuerzo

En el punto anterior se presentó la regla general para calcular el área de refuerzo. En

este punto se transcribe el apartado UG-37 del código para el cálculo del área del refuerzo. La

notación usada en los cálculos corresponde a la Figura UG-37.1 del código que establece el

refuerzo requerido para orificios en cuerpos y cabezales.

A continuación se expresa la notación que se utiliza en la determinación de áreas siguiendo

el detalle de la Figura 4.3.

Nomenclatura:

A = Área de sección transversal total de refuerzo requerido en el plano bajo consideración.

(incluye el área de la boquilla o tubo de inspección a través del cuerpo si Sn /Sv < 1).

A1 = Área en exceso en la pared del recipiente disponible para refuerzo. (considera el área de

la boquilla o tubo de inspección a través del cuerpo si Sn/Sv < 1).

A2 = Área en exceso en la pared de la boquilla o tubo de inspección disponible para refuerzo.

A3 = Área para refuerzo cuando la boquilla o tubo de inspección se extiende hacia el interior

de la pared del recipiente.

A41, A42, A43 = Área de sección transversal de soldaduras disponibles para refuerzo.

A5 = Área de sección transversal del material adicionado como refuerzo (parche).

Figura 4.3: Áreas y espesores de refuerzo para la abertura

Boca de inspección

51

● Cálculo del área A:

El área total de sección transversal de refuerzo (A) no debe ser menor que:

1A 2 (1 )r n r rt d t t F f [4.16]

Al aplicar la fórmula [4.16] se debe tener en cuenta que 1rf = 1, esto es debido a que la

norma UG-37 establece ese valor, cuando la boquilla o tubo de inspección es del mismo

material que el cuerpo del cilindro, por lo tanto la relación de resistencia de los dos materiales

es igual a 1. En consecuencia el segundo término se anula y la fórmula se reduce a:

A rt d [4.17]

Debe calcularse previamente el valor de tr, que es el espesor calculado para el cuerpo

con una eficiencia de junta E = 1 (se considera que la abertura no se ubica sobre la soldadura

longitudinal del cuerpo principal), en consecuencia debe utilizarse la ecuación [4.18].

0,6

dr

v d

P Rt

S E P

[4.18]

La Tabla 4.7 muestra la notación y los datos necesarios para el cálculo del espesor

requerido (tr).

Tabla 4.7: Notación y datos necesarios para el cálculo de tr

Notación Denominación Valor

Pd Presión de diseño 17,6 kg/cm2

R Radio interior del cuerpo cilíndrico 1665 mm

E Eficiencia de la junta del tubo de inspección 1

Sv Tensión admisible en el cuerpo cilíndrico 1395 kg/cm2

Con los datos indicados en la Tabla 4.7 se puede resolver la ecuación [4.18] obteniendo

así un valor tr de:

17,6 166,5 21,191395 1 0,6 17,6

rt mmx

x x

[4.19]

Boca de inspección

52

Luego para obtener el valor del diámetro interno del tubo de inspección en condición

corroída (d ), se reemplaza en la ecuación [4.20].

( " 2 ) (2 )nd d t C [4.20]

La Tabla 4.8 muestra la notación y los datos necesarios para el cálculo del diámetro

externo del tubo de inspección en condición corroída (d ).

Tabla 4.8: Notación y valores necesarios para el cálculo de d

Notación Denominación Valor [mm]

" d Diámetro externo del tubo de inspección. 609,6

C Sobreespesor por corrosión. 1,00

tn

Espesor nominal de la pared del tubo de inspección sin tomar en

cuenta la forma del producto, menos el margen por corrosión. 9,52

tr Espesor resistente de la pared del cuerpo del recipiente. 21,19

Esos valores son llevados a la ecuación [4.20] llegando a:

609,6 2 9,52 2 1 = 592,56 x x d mm [4.21]

Con los resultados obtenidos, se puede determinar el valor del área A a través de la

ecuación [4.17].

2A 592,56 21,19 12556 x mm [4.22]

La Figura 4.4 muestra el resultado obtenido para su visualización.

Figura 4.4: Representación del área A

Boca de inspección

53

Cálculo del área de refuerzo A1

Para realizar este cálculo, el código provee dos fórmulas:

1 r1A1 2 (1 )r n rd E t F t t E t F t f [4.23]

2 r1A1 2 2 (1 )n r n rt t Et F t t E t F t f [4.24]

Debe usarse el mayor valor provisto por las ecuaciones [4.23] y [4.24].

1 2A1 A1 ; A1Mayor [4.25]

Antes de pasar al cálculo del área A1, se explica brevemente el significado del factor de

reducción F.

El requerimiento de área para refuerzo debe satisfacerse para todos los planos que pasan

por el centro de la abertura y que son normales a la superficie del recipiente, por lo tanto

cuando la dimensión mayor de una abertura elíptica u oblonga sea mayor del doble de la

dimensión menor, el refuerzo transversal en la dirección menor debe incrementarse lo necesario

para evitar que ocurra una deformación excesiva debido al momento de torsión según lo indica

el apartado UG-36 (a) (1) del Código.

Como el esfuerzo circunferencial en los

cuerpos cilíndricos es el doble del esfuerzo

longitudinal, en la abertura, el plano que

contiene al eje del cuerpo es el plano de

máxima carga unitaria debido a la presión y

le corresponde un valor de F = 1; en cambio

en el plano perpendicular al eje del

recipiente la carga unitaria es igual a la

mitad de este valor, es decir F = 0,5.

En la Figura 4.5 se muestra la

variación de los esfuerzos en los diferentes

planos, esta figura corresponde al apartado

UG-37 del código.

Figura 4.5: Variación del coeficiente F en función del plano de actuación de la carga

Boca de inspección

54

Un valor de F = 1 puede utilizarse en todas las configuraciones; pero en aberturas

reforzadas en forma integral este valor puede variar de 1 a 0,5.

Habiendo realizado esta aclaración se pasa a desarrollar las fórmulas para el cálculo de A1.

La Tabla 4.9 muestra los datos necesarios para el cálculo de A1.

Tabla 4.9: Notación y valores necesarios para el cálculo de A1


t Espesor nominal de la pared del cuerpo cilíndrico. 22,22 mm

tr Espesor requerido del cuerpo. 21,19 mm

tn Espesor nominal de la pared del tubo de inspección sin tomar en cuenta la forma del producto, menos el margen por corrosión.

9,52 mm

E Eficiencia de la junta del tubo de inspección. 1

D Diámetro interior de la boquilla de inspección en condición corroída. 592,56 mm

F Factor de corrección para la variación en las tensiones debido a la presión en diferentes planos con respecto a los ejes del recipiente.

1

fr1 Sn/Sv para la pared de la boquilla o tubo de inspección insertada a través de la pared del recipiente ( Min (Sn / Sv, 1))

1

Usando las ecuaciones [4.23] y [4.24] se obtienen los siguientes resultados (Figura 4.6):

[4.23] 2

1A1 592,56 (1 22,22 1 21,19) 610,34 mmx x x [4.26]

[4.24] 2

2A1 2(22,22 9,52) (1 22,22 1 21,19) 65,38 mmx x x [4.27]

2

1Por lo tanto A A1 6 341 10, mm [4.28]

Figura 4.6: Representación del área de refuerzo A1

Boca de inspección

55


Según el apartado UG-37.1 del Código, el área disponible para refuerzo en la boquilla

está dada por el menor valor entre las siguientes fórmulas.

1 2rn rnr2 r2A2 5 A2 5 n n nt t f t t t f t [4.29]

1 2A2 A2 ; A2 Menor [4.30]

Los datos necesarios para la determinación de A2 se dan en la Tabla 4.10.

Tabla 4.10: Notación y valores necesarios para el cálculo de A2



tn Espesor nominal de la pared del tubo de inspección sin tomar en

cuenta la forma del producto, menos el margen por corrosión. 9,52 mm

t rn Espesor mínimo requerido para el tubo de inspección. 4,83 mm

fr2 Sn/Sv relación entre la tensión admisible del tubo de inspección y la

tensión admisible del recipiente. 1

Utilizando las ecuaciones [4.29] y [4.30] obtenemos los siguientes resultados:

[4.29]

2

1

2

2

A2 5 (9,52 4,83) 1 22,22 521,1

A2 5 (9,52 4,83) 1 9,52 223,2

mm

mm

x x x

x x x

[4.31]

Adoptándose como área de refuerzo A2 = 223,2 mm2 (ver esquema en la Figura 4.7).

Figura 4.7: Representación del área de refuerzo A2

Boca de inspección

56


Para el cálculo del área A3 se debe seleccionar una de las siguientes formulas teniendo en

cuenta el caso más desfavorable.

5 , 5 , 2jMenor t t h [4.32]

Para ello se deben comparar los valores de t, t j y h siendo la medida que genere la menor

área de refuerzo la que se deberá emplear como límite. Los valores mencionados se muestran en

la Tabla 4.11.

Cálculo de la longitud de acople h según Megyesy [4]

2 2

i ic R R r [4.33]

donde: Radio interior del recipiente = 1665 .

Radio interno de la boca de inspección = 297,86 .

Proyección interna mínima de la boca de inspección.

iR mm

r mm

c

Figura 4.8: Longitud de acople de la abertura

Según las cotas de la Figura 4.8 se procede a calcular la longitud c:

2 21665 1665 297,86 26,86 c c mm [4.34]

Siendo c la medida mínima se adopta:

Para el tubo de inspección se adoptó una longitud de acople h = 60 mm [4.35]

Por lo que el cálculo de A3 se debe realizar con la variable tj.

25 ,5 ,2 A3j j rMenor t t h t f [4.36]

Boca de inspección

57

Tabla 4.11: Notación y valores para el cálculo de A3


h Extensión del tubo dentro del recipiente. 60 mm


tj Espesor de la pared del tubo corroído (corrosión en

ambas caras). 7,52 mm

fr2

Sn/Sv relación entre la tensión admisible del tubo de

inspección y la tensión admisible del recipiente. 1

Empleando la ecuación [4.36] y reemplazando los valores de la Tabla 4.11.

2

2A3 5 5 7,52 7,52 1 A3 282,8x x x j j rt t f mm [4.37]


Se calcula el área del cordón de soldadura que une el tubo de inspección y el cuerpo

cilíndrico (A41), para determinar si es necesario o no la colocación de un refuerzo.

El código en el apartado UG-37 da la fórmula para el cálculo de A41:

2

1 2rA4 a f [4.38]

Los datos necesarios para la determinación de A41 se muestran en la Tabla 4.12.

Tabla 4.12: Notación y valores para el cálculo de A4


fr2

Sn/Sv relación entre la tensión admisible de la boquilla o tubo de

inspección y la tensión admisible del recipiente 1

a Altura del cordón de soldadura. La Norma recomienda tomar

el menor valor entre tn = 9,52 mm, t = 22,22 mm y 9,52 mm 9,52 mm

Empleando la ecuación [4.38] se obtiene el área A41, y A43, consideradas iguales, lo que se

esquematiza en la Figura 4.9:

2 2

1 34 = 4 9,52 1 90,6A A mmx [4.39]

2

1 34 4 + 4 181,2A A A mm [4.40]

Boca de inspección

58

Figura 4.9: Representación del área de refuerzo A41 y A43

Verificación del área de refuerzo:

Una vez obtenidas todas las áreas disponibles para el refuerzo, se procede a verificar si

es necesario la colocación de un parche, para ello se siguen los pasos descriptos en el punto 4.4.

El área requerida para resistir la presión interna es:

2A 12556 mm [4.41]

Las áreas disponibles para refuerzo (A1, A2, A3 y A4) son:

2 A1 610,34 mm

2 A2 223,2 mm

2 A3 282,8 mm

2 A4 181,2 mm

El área total (AT) disponible para refuerzo se determina mediante la ecuación[4.42].

T

2

T

A A1 A2 A3 A4

A 610,34 223,2 282,8 181,2 1297

mm [4.42]

Recordando lo expresado en el punto 4.4 para que no sea necesario colocar un refuerzo se

debe cumplir la condición de diseño [4.43].

TCondición de diseño A > A [4.43]

En este caso no se verifica la condición [4.43], es decir:

2 21 297 12556 No verificamm mm [4.44]

Boca de inspección

59

Al no verificarse la condición necesaria, se debe colocar un refuerzo cuya área mínima

requerida (A5) es igual a la diferencia entre el área requerida (A) y el área disponible para

refuerzo (AT).

Entonces TA5 A A [4.45]

A5 12556 1297 → 2 A5 11259 mm [4.46]

● Determinación de las dimensiones del refuerzo

Una vez determinada el área de refuerzo necesario se procede a definir sus dimensiones;

una solución sería colocar un tubo de espesor mayor para así obtener un área (A2) de refuerzo

extra más grande.

Para este diseño se optó por un parche de refuerzo cuya área de sección transversal (A5)

debe ser mayor o igual a 11259 mm2.

Se seleccionó una placa de acero al carbono SA – 516 Gr 70 con un espesor de ⅞”, la

cual da un ancho necesario de:

Area A5

Ancho Espesor de la placa de refuerzo

[4.47]

22

11259Ancho = = 506

,22,7 mm

● Diámetro exterior de la placa de refuerzo:

El diámetro exterior de la placa de refuerzo se obtiene, sumando el diámetro exterior del

tubo de inspección más el ancho necesario de la placa de refuerzo.

La Tabla 4.13 muestra en resumen de los valores obtenidos.

Tabla 4.13: Datos para el cálculo del diámetro exterior de la placa de refuerzo

Placa de acero al carbono SA – 516 Gr 70 ⅞”

Ancho necesario del parche de refuerzo 506,7 mm

Diámetro exterior del tubo de inspección de 24" 609,6 mm

506,7 609,6 1116,3 pD mm [4.48]

El diámetro así calculado es el valor mínimo que tendrá el parche de refuerzo necesario,

no existiendo un máximo.

Boca de inspección

60

Si bien no existe un máximo, se debe verificar que el mismo no sobrepase los límites de

refuerzo definidos por el código en el apartado UG-40, ya que un valor mayor no

proporcionará un mayor refuerzo.

El código establece los siguientes límites:

Los límites del área seccional transversal en cualquier plano normal a la pared del recipiente y

que pasen por el centro del orificio dentro del cual el refuerzo debe ser localizado para

obtener el valor en refuerzo que se designan como los límites de refuerzo para ese plano.

Los límites de refuerzo, medidos paralelamente a la pared del recipiente, estarán a una

distancia, a cada lado del eje del orificio, igual al mayor de los siguientes:

1. El diámetro del orificio en la condición corroída.

2. El radio del orifico en la condición corroída más el espesor de la pared del recipiente,

más el espesor de la pared de la boquilla o tubo de inspección.

Los límites de refuerzos, medidos normal a la pared del recipiente, conformara por el contorno

de la superficie una distancia desde cada superficie igual al menor de los siguientes:

1. 2,5 veces el espesor nominal del cuerpo menos la tolerancia por corrosión del cuerpo.

2. 2,5 veces el espesor de la pared del tubo de inspección, más el espesor te cómo se

define en la Figura UG-40

Para el refuerzo se adoptó un diámetro exterior de 1150 mm [4.49]

Habiendo adoptando como diámetro exterior del parche de refuerzo 1150 mm, tenemos

los siguientes límites de refuerzos especificados por la Tabla 4.14.

Tabla 4.14: Dimensiones de la placa de refuerzo [mm]

Placa de acero al carbono SA – 516 Gr 70 ⅞”

Espesor del refuerzo seleccionado 22,22

Ancho necesario del parche de refuerzo (506,7/2) 253,35

Diámetro exterior del tubo de inspección 609,6

Diámetro exterior del elemento reforzante (Dp ) 1150

Ancho del parche de refuerzo (1150−609,6)/2) 270,2

Boca de inspección

61

En la Figura 4.10 se muestran las medidas de la placa de refuerzo y se puede observar

que la misma no sobrepasa los límites considerados por el apartado UG-40 del Código.

Figura 4.10: Representación de la placa de refuerzo

Como conclusión de los cálculos realizados, en la Figura 4.11 se indican las medidas

definitivas del refuerzo.

Figura 4.11: Medidas adoptadas para la placa refuerzo

Verificación de las áreas de refuerzo

Con los datos obtenidos recalculamos el área de refuerzo (A5) mediante la ecuación [4.50].

4rA5 2p n eD d t t f [4.50]

Los datos necesarios para la determinación de A5 se listan en la Tabla 4.15.

Boca de inspección

62

Tabla 4.15: Nomenclatura y valores para el cálculo de A5


Dp Diámetro exterior del elemento reforzante 1150 mm

tn Espesor nominal de la pared del tubo de inspección 9,52 mm

d Diámetro interior del tubo de inspección 592,56 mm

fr4

Sp /Sv Relación entre la tensión admisible en el elemento

reforzante y la tensión admisible en el recipiente 1

te Espesor del elemento reforzante 22,22 mm

Empleando la ecuación [4.50] obtenemos A5:

2 A5 (1150 592,56 2 9,52) 22,22 1 11963 mmx x x [4.51]

Con el área A5 determinada se procede a recalcular el área total de refuerzo, todas las

áreas anteriormente calculadas se muestran en la Tabla 4.16.

Tabla 4.16: Resumen de áreas obtenidas para refuerzo

A A1 A2 A3 A41 A42 A43 A5

Áreas de refuerzo [mm2] 12556 610,34 223,2 282,8 90,6 90,6 90,6 11963

Volviendo a resolver la ecuación [4.42], tenemos:

T A 610,34 223,2 282,8 90,6 90,6 90,6 11963 [4.52]

2

T A 13351 mm [4.53]

Se observa que ahora si el área total AT cumple con la condición [4.43], es decir:

T > 13351 12556 A A Verifica [4.54]

Esto muestra que el área de refuerzo adoptada es mayor al área necesaria para resistir la

presión interna y por lo tanto las medidas indicadas en la Figura 4.11, quedan como definitivas.

Boca de inspección

63

● Selección

Como conclusión de los cálculos realizados en la Tabla 4.17 se muestran las

características de la placa de refuerzo.

Tabla 4.17: Características del refuerzo seleccionado

Componente

del recipiente Material

Espesor

[in] [mm]

Diámetro Externo

Dp [mm]

Refuerzo SA – 516 Gr 70 7/8 22,22 1150

Resumiendo los cálculos realizados en los capítulos III y IV, en la Tabla 4.18 se

muestran los materiales y los espesores de las distintas partes del recipiente.

Tabla 4.18: Materiales y espesores de las partes del recipiente

Componente

del recipiente Material

Espesor

[ in] [mm]

Diámetro

externo [mm]

Largo

[mm]

Cuerpo cilíndrico SA – 516 Gr 70 7/8 22,22 3374,44 17300

Cabezal hemisférico SA – 516 Gr 60 5/8 15,9 3361,8 1665

Tubo de inspección SA – 516 Gr 70 3/8 9,52 609,6 200

Placa de refuerzo SA – 516 Gr 70 7/8 22,22 1150 Ø = 609,6

interno

Boca de inspección

64

65

Capítulo V

Uniones soldadas

5.1 Determinación del proceso de soldadura

La soldadura es un proceso crítico en la construcción de recipientes a presión, por ello

es de suma importancia seleccionar el método que mejor se adapte al material utilizado y las

características del recipiente. A continuación se hace una breve descripción de cada proceso.

SMAW

Este proceso consiste en la formación de un arco eléctrico entre un electrodo cubierto y

el metal base. El calor del arco funde la superficie del metal base, formando un depósito en el

cual se transfiere el metal del electrodo revestido. El revestimiento del electrodo proporciona

una atmosfera de gases resultantes de la descomposición de sus componentes, dichos gases

ayudan a depurar y a purificar el metal depositado; asimismo se deposita una capa de escoria

que protege la soldadura.

GMAW

Este proceso consiste en la formación de un arco eléctrico entre un electrodo de alambre

continuo y el metal base, a su vez se genera una atmosfera mediante un gas inerte

suministrada externamente y sin aplicación de presión.

FCAW

Este es un proceso en el cual se usa un arco eléctrico entre el material base y un

electrodo tubular, el cual trae en su interior fundente para proporcionar un gas protector. Este

proceso puede considerarse incluso como una variante del proceso GMAW, ya que,

únicamente se diferencian en el tipo de electrodo.

GTAW

Este proceso consiste en la formación de arco eléctrico entre un electrodo no

consumible de tungsteno y el metal base, siendo protegido por una inyección de gas inerte que

es suministrada sin aplicación de presión. A su vez puede suministrarse un aporte de material

externo.

Uniones soldadas

66

SAW

Es un proceso en el cual se usa un arco eléctrico entre un electrodo de metal desnudo y

el metal base, dando como resultado un depósito de soldadura, dicho depósito y arco están

protegidos por una capa de fundente granular, que se coloca directamente sobre el área de

trabajo, de ahí su nombre de "soldadura por arco sumergido”.

Con el fin de determinar el proceso de soldadura que mejor se adapte a este recipiente se

efectúa una comparación con los aspectos principales de cada uno. En la Tabla 5.1 se detallan

los criterios de selección para cada tipo considerando aspectos como el material base,

espesores de electrodos y posición en la que se efectúa la soldadura.

Tabla 5.1: Selección de procesos de soldadura

Criterios de selección Procesos de soldadura por arco

SMAW GMAW FCAW GTAW SAW

Material a soldar:

- Aceros al carbono, de bajo carbono.

* * * * * * * * * * * * * * *

- Aceros al carbono, de medio y alto carbono.

* * * * * * * * * * * * * *

- Aceros de baja aleación. * * * * * * * * * * * * * * *

- Aceros aleados. * * * * * * * * * * * * * *

- Aceros inoxidables * * * * * * * * * * * * * *

Espesores a soldar (mm):

1,25−2,5 * * * * * * * * NO

2.5−6 * * * * * * * * * * *

6−12 * * * * * * * * * * * * *

12−24 * * * * * * * * * * * *

24−60 * * * * * * * * * * * * *

Más de 60 * * * * * * * * * * * * *

Posiciones de soldadura Todas Todas Todas Todas Plana y Horiz. de

filete

Factor operador 1 3 3 2 4

Razón de depósito 2 3 3 1 4

Aprovechamiento del

metal de aporte. 1 3 2 4 4

(***)-Recomendado; (**)-Aceptable; (*)- Restringido; NO- No recomendado. 1- El más bajo; 4- El más alto.

A partir de una visita realizada a una empresa especializada en la construcción de

recipientes metálicos se pudo observar que el método recomendado para este tipo de

estructuras es el SAW debido a la configuración del mismo, ya que permite la automatización

Uniones soldadas

67

del proceso en la mayor parte de los cordones requeridos, logrando así una soldadura de

mayor calidad y uniformidad siendo esto un punto clave en los recipientes a presión. Este

sistema se utilizará para las soldaduras radiales y longitudinales del cuerpo, el resto de los

cordones tanto en cabezales como en las aberturas y refuerzos serán realizadas mediante

SMAW debido a la flexibilidad que brinda este proceso.

A continuación se realiza la selección de los materiales de aporte en el caso de las

soldaduras realizadas por método SAW.

El acero SA-516 GR70 admite según la AWS A5.17 [11] para el método de soldadura

SAW un material de aporte de la serie:

EM12K

Para este proceso se utiliza un fundente granular de la serie Linconweld 760, especialmente

formulado para el material de aporte seleccionado y el material base.

En el caso de las soldaduras realizadas por método SMAW se realiza la selección de los

materiales de aporte a continuación.

El acero SA-516 GR70 admite según la AWS A5.1 y A5.5 [12] para el método de soldadura

SMAW electrodos de las series:

E60XX

E70XX

Considerando esto, el proceso de soldadura constará de dos etapas, la primera en la que se

realizará una soldadura raíz para la cual se utilizará un electrodo de recubrimiento orgánico E6010

el cual se caracteriza por generar una soldadura con bajo riesgo de fisuración por nitrógeno. En la

segunda etapa se realizará la soldadura de relleno, la cual se lleva a cabo con varios cordones

formados por un electrodo E7018-HR, el cual está especialmente formulado para este tipo de

acero, con este electrodo se logra un bajo contenido de hidrogeno en el cordón, para lograr

excelentes propiedades de resistencia que la igualan a la de la placa, como así también una buena

tenacidad a bajas temperaturas.

Para la soldadura de raíz se utilizará un electrodo de 2,5 mm de diámetro para tener mejor

acceso en el bisel y lograr una buena penetración. Luego en la soldadura de relleno se utilizarán

electrodos de 4 mm para maximizar el aporte en los cordones. A continuación en las Figuras 5.1 y

5.2 se puede observar un esquema ejemplificativo del proceso de soldadura que debe llevarse a

cabo para las uniones a tope.

Uniones soldadas

68

Figura 5.1: Dimensiones Bisel en X Figura 5.2: Esquema de soldadura en Bisel en X

Debido a los espesores de las placas se seleccionó una preparación de las uniones con

biseles en X como se ve en la Figura 5.1 con el fin de maximizar la penetración y disminuir las

tensiones durante el proceso de soldadura.

Con estas consideraciones se debe generar los documentos de respaldo para la soldadura del

recipiente:

• Especificación de procedimiento de soldadura (EPS, en inglés WPS).

• Registro de calificación de procedimiento de soldadura (RCPS, en inglés PQR).

• Registro de calificación de soldador (RCS, en inglés WPQ).

• Mapa de soldadura (MS, en inglés WM).

Estos documentos se muestran al final de este capítulo en el punto 5.3 luego de haber

dimensionado las soldaduras.

5.2 Resistencia de las uniones soldadas (boca de inspección)

El método seleccionado para llevar a cabo la unión del tubo de la boca de inspección,

refuerzo y recipiente, es la soldadura, y como se sabe, todos los elementos que tiene este tipo

de unión son propensos a fallas, por lo que en este punto se analizan las resistencias de las

soldaduras en las distintas partes del conjunto.

La Figura 5.3 ilustra lo mencionado anteriormente.

Figura 5.3: Posibles caminos de fallas

Uniones soldadas

69

La resistencia de las uniones soldadas y del cuello del orificio, a lo largo de los caminos

indicados en la Figura 5.3, debe ser por lo menos igual al menor valor entre los siguientes:

1. La resistencia a la tracción del área de sección transversal del elemento de refuerzo

que se esté considerando, W1-1; W2-2 o W3-3.

2. La resistencia a tracción del área :

11A A 2W n r vr

t E t F t Sf [5.1]

La figura 5.4 es un extracto de la figura UG-41.1 del código que especifica cómo realizar

los cálculos de W; W1-1; W2-2 y W3-3, como así también los posibles caminos de fallas.

W = Carga total de soldadura [UG-41(b)(2)]

1 1A A 2

rn r vt E t F t Sf

W1-1 = Carga de soldadura para camino de esfuerzo 1-1 [UG-41(b)(1)]

5 2 41 42A A A Av

S


r15 3 41 43A A A A 2n v

t t f S


2 3 5 41 42 43 r1A A A A A A 2 n vt t f S

Figura 5.4: Resistencia en las uniones soldadas de boquillas o tubos de inspección

Uniones soldadas

70

5.2.1 Tensión admisible por las soldaduras

El apartado UW-15 (c) del código establece que los valores de tensión admisible para

soldaduras de ranura y de filetes, son un porcentaje del valor de tensión admisible del material

más débil unido por la soldadura.

Además, según el apartado UW-45 (c) se debe tener en cuenta que el valor de tensión

cortante permitida para el cuello del orificio de inspección, es igual o menor al 70 % del valor

correspondiente de tensión para el material a soldar. En la Tabla 5.2 se especifican los valores

de los distintos coeficientes “k” que afectan a las tensiones admisibles por las soldaduras para

cada caso.

Tabla 5.2: Valores del coeficiente “k”

Tipo de Soldadura

accesorios en tubo

de inspección

Soldadura a

tope a tensión

Soldadura a

tope a corte

Soldadura de

filete a corte

Soldadura de pared del

orificio o tubo de

inspección a corte

Coeficiente (k) 0,74 0,60 0,49 0,70

5.2.2 Requerimientos mínimos de las soldaduras en el orificio de inspección

En este punto se define terminología y simbología propia de las juntas de categoría D

que unen orificios o bocas de inspección a cuerpos o cabezales.

Todos los símbolos utilizados corresponden a la figura UW-16.1 del código, donde las

denominaciones y nomenclaturas están enunciadas en la Tabla 5.3.

Tabla 5.3: Nomenclatura y denominaciones de las juntas de categoría D

Nomenclatura Denominación

t Espesor nominal del cuerpo cilíndrico.

tn Espesor nominal de la pared del cuello del orificio o tubo de inspección.

tw Dimensión de la soldadura, como se muestra en la Figura 5.5.

tmín

p/soldadura

El menor entre ¾ de pulgada y el espesor de la parte más delgada unida

por filete de soldadura.

te Espesor o alto del elemento reforzante.

tc No menos que el menor entre ¼ de pulgada y 0,7 tmín.

C Sobre-espesor por corrosión.

Rn Radio interior de la boquilla o tubo de inspección bajo consideración por

corrosión.

F Factor de corrección para uniones entre cilindros y conos.

La Figura 5.5 ilustra la nomenclatura mencionada en la Tabla 5.3.

Uniones soldadas

71

A continuación detallamos los distintos tipos de soldadura mostradas en la Figura 5.3.

Cordón “a”

Se realizan los cálculos para determinar las medidas finales que deberá tener el cordón

de soldadura en función de la nomenclatura mostrada en la Figura 5.5.

Figura 5.5: Nomenclaturas de la soldadura “a”

La Tabla 5.4 muestra los valores correspondientes, ya calculados en el Capítulo 4 y

adoptando tc = 5,6 mm que es la condición más desfavorable.

Tabla 5.4: Denominaciones y medidas para el cordón “a”

Nomenclatura t tn te tmín tc Rn

Valor [mm] 22,22 9,52 22,22 9,52 6,35 297,86

Cordón “d ”

A continuación se realizan los cálculos para determinar las medidas finales que deberá

tener el cordón de soldadura en función de la nomenclatura mostrada en la Figura 5.4.

Figura 5.6: Nomenclaturas del cordón “d ”

Uniones soldadas

72

La Tabla 5.5 muestra los valores obtenidos aplicando lo mencionado en la Tabla 5.3.

Tabla 5.5: Denominaciones y medidas para el cordón “d ”

Nomenclatura t te tmín tc Dp

Valor [mm] 22,22 22,22 22,22 6,35 1150

Cordones “c” y “e”

A continuación se especifica en la Figura 5.7 la preparación de las uniones para realizar

las soldaduras “c” y “e”.

Figura 5.7: Preparación de la unión

Una vez definidas las cavidades se definen las medidas del cordón de soldadura, las

mismas son ilustradas en la Figura 5.8.

Figura 5.8: Nomenclaturas de la soldadura “c ” y “e ”

Uniones soldadas

73

La Tabla 5.6 muestra los valores obtenidos aplicando lo mencionado en la Tabla 5.2.

Tabla 5.6: Denominaciones y medidas para los cordones “c” y “e”

Nomenclatura t tn te tmín tc g s a

Valor [mm] 22,22 9,52 22,22 9,52 6,35 2 2,5 30°

5.2.3 Verificación de la resistencia de la soldadura

a) Cargas soportadas por las soldaduras

Como ya se explicó en el punto 5.2, la resistencia de las soldaduras y del cuello del

orificio en las posibles combinaciones de falla debe ser por lo menos el correspondiente a la

resistencia de las áreas.

La Figura UG-41.1 del código brinda las siguientes fórmulas para calcular las cargas a

ser soportadas por las distintas áreas:

1-1 5 2 41 42A A A A vW S [5.2]

2-2 5 3 41 43 r1A A A A 2 n vW t t f S [5.3]

3-3 2 3 5 41 42 43 r1A A A A A A 2 n vW t t f S [5.4]

11A A 2 n r vrW t E t F t Sf [5.5]

Los valores de las áreas (A, A1, A2, A3, A41, A42, A43 y A5) son los mismos obtenidos en el

Capítulo 4, cuando se calcula la placa de refuerzo, los cuales se muestran en la Tabla 5.7. El valor

F = 1 para este caso.

Tabla 5.7: Resumen de áreas obtenidas para refuerzo

A A1 A2 A3 A41 A42 A43 A5

Áreas de refuerzo [mm2] 12556 610,3 223,2 282,2 90,6 90,6 90,6 11963

Los datos complementarios necesarios para los cálculos se dan a continuación en la

Tabla 5.8.

Uniones soldadas

74

Tabla 5.8: Nomenclatura y valores necesarios

Nomenclatura Denominación Valor

t Espesor nominal del cuerpo cilíndrico 22,22 mm

tn

Espesor nominal de la pared de la boquilla o tubo de

inspección sin tomar en cuenta la forma del producto, menos

el margen por corrosión

9,52 mm

Sv Tensión admisible del recipiente, tubo de inspección y

refuerzos. 1395 kg/cm

2

fr1 Sn/Sv para la pared de la boquilla o tubo de inspección insertada

a través de la pared del recipiente: Min (Sn/Sv, 1) 1

tr

Espesor requerido para un cuerpo sin costura o un cabezal

basado en la tensión circunferencial calculado por las reglas

de la división VIII del código para la presión designada y

usando una eficiencia de junta E = 1

21,19 mm

E Eficiencia de la junta 1

F Factor de corrección para uniones entre cilindros y conos. 1

Con estos datos, se pueden utilizar las ecuaciones [5.2], [5.3], [5.4] y [5.5] obteniendo así

las cargas soportadas por las soldaduras. Los resultados se listan en la Tabla 5.9.

Tabla 5.9: Tensiones aplicadas en las soldaduras

W1-1 W2-2 W3-3 W

Tensión [kg] 172525 179250 181857 166915

b) Tensiones admisibles por las soldaduras

Se aplican aquí los coeficientes descriptos en el punto 5.2.1 respecto a los valores de

tensiones admisibles para las soldaduras, es decir:

Soldadura a tope a tracción 2 2

1 0,74 1395 / 1032,3 /x K kg cm kg cm

Soldadura a tope a corte 2 2

2 0,6 1395 / 837 /x K kg cm kg cm

Soldadura de filete a corte 2 2

3 0,49 1395 / 683,55 /x K kg cm kg cm

Pared del orificio a corte 2 2

4 0,7 1395 / 976,5 /x K kg cm kg cm

Uniones soldadas

75

c) Esfuerzos en los elementos de conexión

Para el cálculo de los esfuerzos, aplicamos las siguientes fórmulas:

Esfuerzo en la soldadura del filete interior del refuerzo “a”

30,5 Ea SW D C Kπ [5.6]

donde:

DE = Diámetro exterior de la boquilla o tubo de inspección de 24” (609,6 mm).

CS = Cateto de la soldadura en estudio (9,52 mm)

K3 = Soldadura de filete a corte (683,55 kg/cm2)

62312 aW kg [5.7]

Esfuerzo en la soldadura del filete exterior del refuerzo “d ”

30,5 pd SW D C Kπ [5.8]

donde:

Dp = Diámetro exterior del parche de refuerzo (1150 mm).

CS = Cateto de la soldadura en estudio (9,52 mm).

K3 = Soldadura de filete a corte (683,55 kg/cm2).

117550dW kg [5.9]

Esfuerzo en la soldadura a tope exterior e interior “c” y “e”

10,5 c mine EW W D t Kπ [5.10]

donde:

DE = Diámetro exterior de la boquilla de 24” (609,6 mm).

tmín =Cateto de la soldadura en estudio (tmín = 9,52 mm).

K1 = Soldadura a tope a tracción (1032,3 kg/cm2).

94104 ecW W kg [5.11]

Uniones soldadas

76

Esfuerzo en la pared del orificio a corte

40,5 mb nW D t Kπ [5.12]

donde:

Dm = Diámetro medio de la boquilla de 24” (601,66 mm).

tn = Espesor nominal de la pared del cuello del orificio o tubo de inspección (9,52 mm).

K4 = Pared del orificio a corte (976,5 kg/cm2).

87849bW kg [5.13]

d) Verificación de esfuerzos en los posibles caminos de fallas

Los posibles puntos de fallas son los que se mencionaron en el punto 5.2, los mismos

responden a la Figura UG--41.1 de la norma, son los expresados a continuación:

1-1: por “b” y “d ” tenemos:

1-1 O.K . b dW W W [5.14]

87849 117550 172525 [5.15]

205399 172525 Verifica [5.16]

2-2: por “a”, “c” y “e” tenemos:

2-2 O.K a c eW W W W [5.17]

62312 94104 +94104 179250 [5.18]

250520 179250 Verifica [5.19]

3-3: por “c” y “d ” tenemos:

c 3-3 O.K . dW W W [5.20]

94104 117550 > 181857 [5.21]

211654 181857 Verifica [5.22]

Se concluye que las soldaduras adoptadas en la boca de inspección verifican el Código

ASME en su Parte UW.

Uniones soldadas

77

5.3 Documentación de soldaduras

ESPECIFICACION DE PROCEDIMIENTO DE SOLDADURA (EPS)

(ASME IX / QW-483)

EPS N° CFB-001 Rev:

Realizado por: Chiavassa, José L.

Soportado por

RCP N° CFB-001 Fecha: 17/11/2015 Aprobado por: Giudici, Alejandro J.

Proceso(s) de Soldadura: SAW Tipo(s): AUTOMÁTICA

JUNTA (QW-402)

Diseño de Junta: Bisel en “X”

Respaldo: SI:____ No: X

Material de Respaldo: N/A

Metal: N/A

Metal no fundible: N/A

Material no metálico: N/A Otro: N/A

METAL BASE (QW-403)

P-N°. 1 Grupo N°. 2 a P-N°. 1 Grupo N°. 2 Especificación: ASTM SA516-70

a Especificación: ASTM SA516-70

Rango de espesores: Tope: 5/8” a 7/8” Filete: 5/16” a 7/8”

Rango de Diámetros de Tubería: Tope: Mayores de 2 ½” Filete: Todos

Otros:

METAL DE APORTE (QW-404)

1° 2° 3° Otras Especificación (SFA). N°: 5.17 5.17 5.17 5.17

Clasificación AWS. N°: EM12K EM12K EM12K EM12K

F- N°: 3 3 4 4

A- N°: 5 5 5 5

Diámetro del Metal de aporte: 2,5 mm 2,5 mm 4 mm 4 mm

Metal de

aporte.

Rango de

espesores.

Tope:

Filete:

POSICIÓN (QW-405) PRECALENTAMIENTO (QW-406) TRATAMIENTO TÉRMICO (QW-407)

Posición de la junta a Tope: Todos Temp. mín. de precalentamiento: 230 °C Rango de Temp.: Ver Nota

Avance del cordón Sup. X Inf. __ Temp. máx. Entre pases: 230 °C Rango de Tiempo:____________

Posición de la junta a filete: Todos Precalentamiento mantenido: Si: X No: _

GAS DE PROTECCIÓN (QW-405) CARACTERÍSTICAS ELÉCTRICAS (QW-409)

Composición Corriente: AC: ___ DC: X Polaridad: (+)

Gas Mezcla Flujo Amps (Rango): 90-200 Volts (Rango): 20-30

Del cordón Tipo y tamaño de electrodo de Tungsteno:_ N/A

..__________ De arrastre Modo de transferencia de metal en GMAW: N/A

.______ De respaldo Rango de velocidad de alimentación del alambre: N/A .

.____ TECNICA (QW-410)

Oscilante o de Vaivén: Indiferente Método de respaldo posterior: N/A

Limpieza inicial y entre pases: Limpiar con cepillo de acero inoxidable hasta 1” lateral a la junta.

Oscilación: Máximo tres veces el diámetro del electrodo.

Metal de aporte Corriente

Pasada Proceso Clasificación Diámetro Polaridad Amp. (Rango) Volt. (Rango) Vel. de avance. Otros

1° SAW EM12K 2,5 mm DC(+) 250-500 20-30

2° SAW EM12K 2,5 mm DC(+) 250-500 20-30

3° SAW EM12K 4 mm DC(+) 400-800 20-30

Otras SAW EM12K 4 mm DC(+) 400-800 20-30

Notas:

Tratamiento Térmico: Calentamiento libre hasta 450°C. Continuar calentamiento a 200ºC/Hr. hasta

730ºC. Mantener a 730°C por dos horas. Enfriar a 260°C/Hr. hasta 450°C. Continuar con enfriamiento libre

hasta la temperatura ambiente. Calentar hasta 2 ½” laterales a la junta.

Uniones soldadas

78

REGISTRO DE CALIFICACION DE PROCEDIMIENTO DE SOLDADURA (RCPS)

(ASME IX / QW-483)

RCP N°: CFB-001

Fecha: 17/11/2015

EPS N°: CFB-001


JUNTA (QW-402)

Diseño de Junta: Bisel en “X”

Respaldo: SI:____ No: X


Metal: N/A



METAL BASE (QW-403)



Espesor probeta: 5/8” Diámetro probeta: 6”




1° 2° 3° Otras

Especificación (SFA). N°: 5.17 5.17 5.17 5.17

Clasificación AWS. N°: EM12K EM12K EM12K EM12K

F- N°: 3 3 4 4

A- N°: 5 5 5 5

Diámetro del Metal de aporte: 2,5 mm 2,5 mm 4 mm 4 mm

Metal de

aporte.

Rango de

espesores.

Tope:

Filete:


Posición de la junta a Tope: 5G Temp. mín. de precalentamiento: 210 °C Rango de Temp.: Ver Nota

Avance del cordón Sup. X Inf. Temp. máx. Entre pases: 210 °C Rango de Tiempo:_____________

Posición de la junta a filete: 5G Precalentamiento mantenido: Si X No:


Composición Corriente: AC: DC: X Polaridad: E(+)


Del cordón N/A N/A N/A Tipo y tamaño de electrodo de Tungsteno: N/A

De arrastre N/A N/A N/A Modo de transferencia de metal en GMAW: N/A

De respaldo N/A N/A N/A Rango de velocidad de alimentación del alambre: N/A

TECNICA (QW-410)


Limpieza inicial y entre pases: Limpiar con cepillo de acero inoxidable hasta 1” lateral a la junta

Oscilación: Máximo tres veces el diámetro del electrodo



1° SAW EM12K 2,5 mm DC(+) 250-500 20-30

2° SAW EM12K 2,5 mm DC(+) 250-500 20-30

3° SAW EM12K 4 mm DC(+) 400-800 20-30

Otras SAW EM12K 4 mm DC(+) 400-800 20-30

Notas:

Tratamiento térmico: Calentamiento libre hasta 450°C. Continuar calentamiento a 200ºC/Hr. hasta



Uniones soldadas

79


(ASME IX / QW-483) RCP Nº: CFB-001 Fecha: 17/11/2015

EPS Nº: CFB-001

Pruebas de Tracción (QW-150)

Espécimen

Nº

Ancho

[mm]

Espesor

[mm]

Área

[mm2]

Carga Máxima

[kg]

Esfuerzo Máximo

[MPa] Lugar de Fractura

1° Trac. Sup. 19,00 9,50 180,5 11612 630 Metal base

2° Trac. Inf. 19,20 9,20 176,64 11521 638,7 Metal base

Pruebas de Plegado (QW-160)

Tipo y Figura Nº Dimensiones Observaciones

3° Doblado de Cara Superior 1 ½” No presento defectos.

4° Doblado de Cara Inferior 1 ½” No presento defectos.

5°Doblado de Raíz Superior 1 ½” No presento defectos.

6° Doblado de Raíz Inferior 1 ½” No presento defectos.

Pruebas de Dureza (QW-170)

Probeta

Nº

Localización

de la cuña

Tamaño de

la probeta

Temp. de

la prueba

Valores de Impacto Nº de

Dureza

Brinell

Peso

descendiente

con freno

(S/N)

Ft.

Lbs % Corte Espesor

1 MB 178

ZAC 181

Cordón 202

Comentarios:

Prueba de la soldadura a Filete (QW-180)

Resultado satisfactorio: Si: X No: __

Penetración completa Si: X. No: __

Macro-análisis:

Otras Pruebas Tipo de prueba:

Resultado del análisis:

Otros:

Nombre del soldador: Fernandez Bernis, Daniel A. Estampa Nº R01

Inspección conducida por: Chiavassa, José L. Laboratorio: Dpto. Estructuras -UNC-

Certificamos que las declaraciones en este expediente están correctas y que las juntas de la prueba fueron

preparadas, soldadas y probadas de acuerdo a los requisitos de la sección IX del código ASME.

Fecha: 17/11/2015 Por : Giudici, Alejandro J.

Uniones soldadas

80

REGISTRO DE CLASIFICACION DEL SOLDADOR (RCS)

(ASME IX / QW-483)

RCS N°: CFB-001 EPS N°: CFB-001 RCPS N°: CFB-001 Fecha: 17/11/2015

Nombre del Soldador/Operador: Fernandez Bernis, Daniel A. Estampa N°:R01


VARIABLES MANUALES O SEMIAUTOMATICAS DE CADA PRECESO (QW-350)

Valores Actuales

Rango Calificado

Respaldo (metal, metal soldado, soldadura por ambas caras, flux, etc.): N/A

N/A

ASME P-Nº 1 (SA 516-70) a ASME P-Nº(QW-402): 1 (SA 516-70)

1

[X] Chapa [X] Tubo (Indicar diámetro en caso de ser tubería): 4”

Mayor a ½”

Espesor: 7/8”

¼” a 1”

Especificación del metal de aporte (SFA):5.1 Clasificación (QW-404): 5.1

5.1

Metal de aporte F-Nº: 3 / 4

3 / 4

Variedad del metal de aporte para GTAW, PAW (QW-404): N/A

N/A

Consumible para GTAW o PAW: N/A

N/A

Espesor depositado por cada proceso de soldadura: Cualquiera

Cualquiera

Posiciones de soldeo (1G, 5G, etc.) (QW-405): Todos

Todos

Progresión (Ascendente / descendente): Ascendente

Ascendente

Gas de protección para GTAW, PAW, o GMAW; gas combustible

para OFW (QW-408): N/A

N/A

Modo de transferencia para SMAW (QW-409): DC

DC

Tipo y polaridad de la corriente para SMAW: DC(+)

DC(+)

VARIABLES DE LA MÁQUINA DE SOLDAR PARA CADA PROCESO USADO (QW-360)

Valores Actuales

Rango Calificado

Control visual directo o remoto: Directo

Todos

Control automático de voltaje (GTAW): N/A

N/A

Seguimiento automático de la junta: NO

NO

Posición de soldeo (1G, 5G, etc.): Todos

Todos

Consumible: EM12K

EM12K


N/A

GUÍA DE RESULTADOS DE LAS PRUEBAS DE DOBLADO

Tipo QW-462.2 (Lado)

Resultado

QW-462.3.a (Trans. R y C)

Resultado

QW-462.3.b (Long. R y

C) Resultado

1° Dob. de Cara (QW-462.3a)

No presento defecto.

2° Dob. de Raiz (QW-462.3a)


Resultado de la Inspección Visual (QW-302.4): Satisfactorio.

Resultado de la Prueba Radiográfica (QW-304 y QW-305):

Soldadura a filete: [ X ] Prueba de fractura: No presento defectos.

Longitud y % de defectos:

Examen metalográfico:

Concavidad / Convexidad (pulg.):

Inspección de la soldadura conducida por: Chiavassa, José Luis

Pruebas Mecánicas conducidas por: Laboratorio de Estructuras -UNC-


preparadas, soldadas y probadas de acuerdo con los requisitos de la sección IX del código de ASME

Fecha: 17/11/2015 Por: Giudici, Alejandro J.

Uniones soldadas

81

ESPECIFICACION DE PROCEDIMIENTO DE SOLDADURA (EPS)

(ASME IX / QW-483)

EPS N° CFB-002 Rev:

Realizado por: Chiavassa, José L.

Soportado por

RCP N° CFB-002 Fecha: 17/11/2015 Aprobado por: Giudici, Alejandro J.

Proceso(s) de soldadura: SMAW Tipo(s): MANUAL

JUNTA (QW-402)

Diseño de junta: Filete

Respaldo: SI:_______ No: X

Material de respaldo: N/A

Metal: N/A



METAL BASE (QW-403)




Rango de diámetros de tubería: Tope: Mayores de 2 ½” Filete: Todos

Otros:


1° 2° 3° Otras


Clasificación AWS. N°: E6010 E6010 E7018-HR E7018-HR

F- N°: 3 3 4 4

A- N°: 5 5 5 5

Diámetro del Metal de aporte: 2,5 mm 2,5 mm 2.5 mm 2.5 mm

Metal de

aporte.

Rango de

espesores.

Tope:

Filete:


Posición de la junta a tope: Todos Temp. min. de precalentamiento: 230 °C Rango de temp.: Ver Nota

Avance del cordón Sup. X Inf.__ Temp. max. Entre pases: 230 °C Rango de tiempo:____________

Posición de la junta a filete: Todos Precalentamiento mantenido: Si:X No: __


Composición Corriente: AC: ___ DC: X Polaridad: (+)


Del cordón Tipo y tamaño de electrodo de Tungsteno: N/A

De arrastre Modo de transferencia de metal en GMAW: N/A

De respaldo Rango de velocidad de alimentación del alambre: N/A

TECNICA (QW-410)


Limpieza inicial y entre pases: Limpiar con cepillo de acero inoxidable hasta 1” lateral a la junta.




1° SMAW E6010 2,5 mm DC(+) 50-140 20-30

2° SMAW E6010 2,5 mm DC(+) 50-140 20-30

3° SMAW E7018-HR 4 mm DC(+) 140-200 20-30

Otras SMAW E7018-HR 4 mm DC(+) 140-200 20-30

Notas:




Uniones soldadas

82


(ASME IX / QW-483)

RCP N°: CFB-002

Fecha: 17/11/2015

EPS N°: CFB-002

Proceso(s) de Soldadura: SMAW Tipo(s): MANUAL

JUNTA (QW-402)

Diseño de Junta: Filete

Respaldo: SI: _____ No: X


Metal: N/A



METAL BASE (QW-403)



Espesor probeta: 5/8” Diámetro probeta: 6”




1° 2° 3° Otras


Clasificación AWS. N°: E6010 E6010 E7018-HR E7018-HR

F- N°: 3 3 4 4

A- N°: 5 5 5 5

Diámetro del Metal de aporte: 2,5 mm 2,5 mm 2.5 mm 2.5 mm

Metal de

aporte.

Rango de

espesores.

Tope:

Filete:


Posición de la junta a Tope: 5G Temp. min. de precalentamiento: 210 °C Rango de Temp.: Ver Nota

Avance del cordón Sup. X Inf.__ Temp. max. Entre pases: 210 ° C Rango de Tiempo:___________

Posición de la junta a filete: 5G Precalentamiento mantenido: Si: X No: __


Composición Corriente: AC: ___ DC: X Polaridad: E(+)


Del cordón N/A N/A N/A Tipo y tamaño de electrodo de Tungsteno: N/A

De arrastre N/A N/A N/A Modo de transferencia de metal en GMAW: N/A

De respaldo N/A N/A N/A Rango de velocidad de alimentación del alambre: N/A

TECNICA (QW-410)


Limpieza inicial y entre pases: Limpiar con cepillo de Acero inoxidable hasta 1” lateral a la junta.




1° SMAW E6010 2,5mm DC(+) 50-140 20-30

2° SMAW E6010 2,5mm DC(+) 50-140 20-30

3° SMAW E7018-HR 2.5mm DC(+) 50-140 20-30

Otras SMAW E7018-HR 2.5mm DC(+) 50-140 20-30

Notas:




Uniones soldadas

83


(ASME IX / QW-483) RCP Nº: CFB-002 Fecha: 17/11/2015

EPS Nº: CFB-002

Pruebas de Tracción (QW-150)

Espécimen

Nº

Ancho

[mm]

Espesor

[mm]

Área

[mm2]

Carga Máxima

[kg]

Esfuerzo Máximo

[MPa] Lugar de Fractura

1° Trac. Sup. 19,00 9,50 180,5 11700 636 Metal base

2° Trac. Inf. 19,20 9,20 176,64 11409 633 Metal base

Pruebas de Plegado (QW-160)

Tipo y Figura Nº Dimensiones Observaciones

3° Doblado de Cara Superior 1 ½” No presento defectos.

4° Doblado de Cara Inferior 1 ½” No presento defectos.

5°Doblado de Raíz Superior 1 ½” No presento defectos.

6° Doblado de Raíz Inferior 1 ½” No presento defectos.

Pruebas de Dureza (QW-170)

Probeta

Nº

Localización

de la cuña

Tamaño de

la probeta

Temp. de

la prueba

Valores de Impacto Nº de

Dureza

Brinell

Peso

descendiente

con freno

(S/N)

Ft.

Lbs % Corte Espesor

1 MB 180

ZAC 183

Cordón 204

Comentarios:

Prueba de la soldadura a Filete (QW-180)

Resultado satisfactorio: Si: X No: __

Penetración completa Si: X. No: __

Macro-análisis:

Otras Pruebas Tipo de prueba:

Resultado del análisis:

Otros:

Nombre del soldador: Fernandez Bernis, Daniel A. Estampa Nº R02

Inspección conducida por: Chiavassa, José L. Laboratorio: Dpto. Estructuras -UNC-


preparadas, soldadas y probadas de acuerdo a los requisitos de la sección IX del código ASME.

Fecha: 17/11/2015 Por : Giudici, Alejandro J.

Uniones soldadas

84

REGISTRO DE CLASIFICACION DEL SOLDADOR (RCS)

(ASME IX / QW-483)

RCS N°: CFB-002 EPS N°: CFB-002 RCPS N°: CFB-002 Fecha: 17/11/2015

Nombre del Soldador/Operador: Fernandez Bernis, Daniel A. Estampa N°:R02

Proceso(s) de Soldadura: SMAW Tipo(s): MANUAL

VARIABLES MANUALES O SEMIAUTOMATICAS DE CADA PRECESO (QW-350)

Valores Actuales

Rango Calificado


N/A

ASME P-Nº 1 (SA 516-70) a ASME P-Nº(QW-402): 1 (SA 516-70)

1

[X] Chapa [X] Tubo (Indicar diámetro en caso de ser tubería): 4”

Mayor a ½”

Espesor: 7/8”

¼” a 1”

Especificación del metal de aporte (SFA):5.1 Clasificación (QW-404): 5.1

5.1

Metal de aporte F-Nº: 3 / 4

3 / 4

Variedad del metal de aporte para GTAW, PAW (QW-404): N/A

N/A

Consumible para GTAW o PAW: N/A

N/A

Espesor depositado por cada proceso de soldadura: Cualquiera

Cualquiera

Posiciones de soldeo (1G, 5G, etc.) (QW-405): Todos

Todos

Progresión (Ascendente / descendente): Ascendente

Ascendente

Gas de protección para GTAW, PAW, o GMAW; gas combustible

para OFW (QW-408): N/A

N/A

Modo de transferencia para SMAW (QW-409): DC

DC

Tipo y polaridad de la corriente para SMAW: DC(+)

DC(+)

VARIABLES DE LA MÁQUINA DE SOLDAR PARA CADA PROCESO USADO (QW-360)

Valores Actuales

Rango Calificado

Control visual directo o remoto: Directo

Todos

Control automático de voltaje (GTAW): N/A

N/A

Seguimiento automático de la junta: NO

NO

Posición de soldeo (1G, 5G, etc.): Todos

Todos

Consumible: E6010/E7018-HR

E6010/E7018-HR


N/A

GUÍA DE RESULTADOS DE LAS PRUEBAS DE DOBLADO

Tipo QW-462.2 (Lado)

Resultado

QW-462.3.a (Trans. R y C)

Resultado

QW-462.3.b (Long. R y

C) Resultado

1° Dob. de Cara (QW-462.3a)


2° Dob. de Raiz (QW-462.3a)


Resultado de la Inspección Visual (QW-302.4): Satisfactorio.

Resultado de la Prueba Radiográfica (QW-304 y QW-305):

Soldadura a filete: [ X ] Prueba de fractura: No presento defectos.

Longitud y % de defectos:

Examen metalográfico:

Concavidad / Convexidad (pulg.):

Inspección de la soldadura conducida por: Chiavassa, José Luis

Pruebas Mecánicas conducidas por: Laboratorio de Estructuras -UNC-


preparadas, soldadas y probadas de acuerdo con los requisitos de la sección IX del código de ASME

Fecha: 17/11/2015 Por: Giudici, Alejandro J.

Uniones soldadas

85

Uniones soldadas

86

87

Capítulo VI

Pescante

6.1 Introducción

En el presente capítulo se diseña un pescante que tiene como función asistir en la

remoción de la brida ciega para realizar tareas de mantenimiento e inspección, debido al

elevado peso de la misma y a que se encuentra ubicada en altura.

El pescante consiste en un tubo de acero curvado a 90 grados, cuyo extremo inferior se

encuentra inserto en un tubo de mayor diámetro, cumpliendo la función de bisagra, y el

extremo superior actúa como soporte de la brida mediante un cáncamo solidario a la misma.

En la Figura 6.1 se muestra un esquema del sistema pescante donde se indican las

dimensiones que se le dio al sistema a partir de las características de las bridas seleccionadas

en el Capítulo IV.

Figura 6.1: Representación del conjunto pescante-brida

6.2 Dimensionamiento

En esta sección se realiza el dimensionado y posteriormente se verifican las tensiones

admisibles y deformaciones del sistema pescante.

Como se describe en el Capítulo IV se emplea una brida ciega Clase 300 cuyas

dimensiones se resumen en la Tabla 6.1.

Megyesy[5] propone una selección rápida del tubo necesario para cada familia de bridas

en función de los diámetros nominales y la clase de las mismas.

Pescante

88

Tabla 6.1: Datos resumidos de la brida ciega clase 300

Diám. nominal [in] Diám. exterior [mm] Espesor [mm] Material Peso [kg]

24 914,4 69,9 SA-105 352

En la Figura 6.2 se muestra un extracto de la tabla propuesta por Megyesy en la que se

encuentran las dimensiones de los componentes del pescante.

Notas:

1. Todos los materiales son aceros al carbono.

2. Todas las soldaduras son de ⅜” de cordón continuo.

3. El pescante ha sido testeado contra excesiva flexión.

4. Usando pescante se requiere menos espacio que al utilizar una bisagra.

5. Para uso frecuente el pescante es preferible por sobre la bisagra.

Clases de

bridas 150 300 600 900

Tamaño 12 14 16 18 20 24 12 14 16 18 20 24 12 14 16 18 20 24 12 14 16 18 20 24

Nº de lista 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 2 2 1 1 2 2 2 2 1 1 2 2 2 3

Lista 1 Lista 2 Lista 3

Brazo pescante 1-1/2”- TUBO XH 2”- TUBO XXH 2”- TUBO XXH

Cojinete 2”- TUBO XH 2-1/2”- TUBO STD 2-1/2”- TUBO STD

Perno 5/8 Ø 3/4 Ø 1” Ø

Cáncamo 5/8 Ø 3/4 Ø 1” Ø

Anillo 5/8 3/4 1”

Soporte 5/8 3/4 1”

Manija 5/8 Ø 3/4 Ø 1” Ø

Refuerzo - - 3/8”

Figura 6.2: Tabla para dimensionar el conjunto pescante

Pescante

89

En la Tabla 6.2 se observan las dimensiones de los tubos comerciales para los tipos

mencionados en la Tabla 6.1.

Tabla 6.2: Dimensiones de tubos

Tamaño Diámetro exterior Tipo

Espesor de pared t Diámetro interior d

[in] [in] [mm] [in] [mm] [in] [mm]

2 2,375 60,325

. 0,065 1,651 2,245 57,023

. 0,109 2,769 2,570 65,278

STD 0,154 3,912 2,067 52,502

XS 0,218 5,537 1,939 49,251

. 0,344 8,738 1,687 42,850

XXS 0,436 11,074 1,503 38,176

2½ 2,875 73,025

. 0,083 2,108 2,709 68,809

. 0,120 3,048 2,635 66,929

STD 0,203 5,156 2,469 62,713

XS 0,276 7,010 2,323 59,004

. 0,375 9,525 2,125 53,975

XXS 0,552 14,021 1,771 44,983

De la Tabla 6.2 se selecciona un tubo de 2” XXS para el brazo del pescante. Uno de los

limitantes es el radio de curvatura mínimo para el doblado del tubo, el cual debe estar en el

rango 2,5 a 3,5 veces el diámetro exterior del tubo.

Considerando la disponibilidad en el país se optó por un tubo A 519 gr 4130 de 2” con

un espesor de 7/16” cuyas propiedades se muestran en la Tabla 6.3.

Tabla 6.3: Propiedades del tubo ASTM A 519 gr 4130

Composición química

C Mn Si P S Cr Mo

0,28−0,33 0,40−0,60 0,15−0,35 0,04 0,04 máx 0,8−1,10 0,15−0,25

Propiedades mecánicas

Denominación Límite de

fluencia [MPa]

Límite de

rotura [MPa]

Alargamiento

[% en 50 mm]

A519 4130 483 621 20

A continuación se verifica la rigidez del tubo del pescante debido a que una deformación

o flecha excesiva dificultará la colocación de la tapa al momento de cerrarse, asimismo se

evalúa la tensión de trabajo.

Para determinar el desplazamiento en el extremo libre del pescante, adoptamos el

diagrama de cuerpo libre que se muestra en la Figura 6.3.

Pescante

90

Figura 6.3: Croquis del sistema pescante

Para verificar que los espesores seleccionados son correctos se realizan los cálculos de

dos formas diferentes, como se ve en el punto 6.3.

Carga

El peso de la brida ciega clase 300 es de 352 kg como se muestra en la Tabla 6.1 y la

misma se representa con la carga “Q” en el esquema de la Figura 6.4.

Criterio de rigidez

Se adopta un valor de 5 mm para el desplazamiento máximo admitido en el extremo

libre del pescante como criterio de rigidez para evitar desplazamientos excesivos.

Criterio de resistencia

El material del tubo tiene una resistencia a fluencia mínima de 483 MPa. Adoptando un

coeficiente de seguridad igual a 2 ya que no se conocen los esfuerzos extras a los que puede

estar sujeto el sistema durante su operación, se obtiene un valor para la tensión admisible

igual 241,5 MPa (2463 Kg/cm2).

6.3 Análisis estructural del sistema pecante

Se trata de un sistema muy simple consistente en una viga en voladizo con un tramo

curvo. La verificación del tubo seleccionado se realiza por: cálculo analítico y método

numérico (mediante el uso de un software de elementos finitos para análisis estructural).

El cálculo analítico se realiza de dos maneras:

1. En forma aproximada como viga recta.

2. En forma exacta como viga curva.

El análisis utilizando software se realiza:

3. Mediante un software comercial [13].

Pescante

91

6.3.1 Cálculo aproximado como viga recta

Como la viga tiene poca curvatura se puede calcular la tensión por flexión compuesta

usando la conocida fórmula:

2

N M

A

D

Iσ [6.1]

donde σ es la tensión, N es la carga de compresión, A es el área de la sección de la viga, M es el

momento flector, I es el momento de inercia y D es el diámetro exterior del tubo. En todo el

capítulo se usan como unidades [cm] para las longitudes y [Kg] para las fuerzas.

Figura 6.4: Esquema del modelo del pescante

En la Figura 6.4 se muestra un esquema del sistema del pescante. Las cargas resultan:

352 352 (21,1 32,4) 18832 -x N Q kg M kg cm [6.2]

mientras que las propiedades geométricas de la sección son:

6,03 3,81 D cm d cm [6.3]

2 2 2(6,03 3,81 ) / 4 17,16 πA cm [6.4]

4 4 4(6,03 3,81 ) / 64 54,56 πI cm [6.5]

Reemplazando estos valores dados en [6.2], [6.3] y [6.5] en la ecuación [6.1] se obtiene la

tensión máxima de compresión que ocurre a izquierda del nudo A (ver Figura 6.4):

218832

54,

352 6,03 1061 /

17,16 256 kg cmσ [6.6]

1061 2463 σ Verifica [6.7]

Pescante

92

6.3.2 Cálculo como viga curva

Considerando el efecto de viga curva y usando el concepto de área modificada (Am) se

puede calcular la tensión de compresión en la parte interna de la viga curva, según el

compendio de Calculo Estructural II[4]:

1

1

m

mR

AM

r

A

AN

AA

A

σ [6.8]

donde: 2352 ; 18832 - ; 17,16 N kg M kg cm A cm

21,10 ; 18,09 ; 1,905 ; 3,015 i eR cm r cm r cm r cm

2 2 2 2 2m i eA R rπ R r [6.9]

2 2 2 2 2 2 21,10 1,905 21,10 3,015 0,81899mA cπ m [6.10]

Se debe calcular Am con gran exactitud porque de otra manera el resultado puede tener

un error grande ya que / 1mR A A .

/17,16/ =0,81 0,0899 477267mA A [6.11]

Reemplazando en la ecuación [6.8] se obtiene

20,0477267

1

352 18832 (1/18,09 )

7,16 (21,10 0 1199 /

,0477217,1 )676 1

x

x x

kg cmσ [6.12]

1199 2463 σ Verifica [6.13]

Comparando con el resultado aproximado como viga recta de la ecuación [6.6] se

observa que por efecto de la curvatura se incrementa la tensión máxima en un 12,8 %.

A continuación se realiza un análisis mediante elementos finitos para corroborar los

resultados obtenidos y estudiar el desplazamiento máximo en el extremo del brazo pescante.

6.3.3 Análisis por medio de elementos finitos

Mediante la aplicación del módulo de elementos finitos de un software comercial se

obtuvieron los valores de tensiones efectivas de Von Mises y el desplazamiento máximo con

el propósito de comparar los valores con los obtenidos de manera analítica. En la Figura 6.5

se puede observar un esquema del sistema a analizar.

Pescante

93

Figura 6.5: Esquema del pescante para el modelo de elementos finitos

Para este análisis se empotra la bisagra y se coloca una fuerza en el extremo del

pescante (en un modelo simplificado), además de colocar las relaciones de vínculo entre la

bisagra y el brazo.

En la Figura 6.6 se observa que la tensión máxima efectiva de Von Mises se genera en el

interior de la curvatura y tiene un valor de 1132 kg/cm2

(1,11 x 108 N/m

2) que es próximo al

obtenido para el caso de viga curva calculado en la expresión [6.12].

Figura 6.6: Tensiones efectivas criterio de Von Mises

Tensión de Von Mises

[N/m2]

Pescante

94

Aprovechando las herramientas del software vemos en la Figura 6.7 los desplazamientos

máximos en este componente, y al compararlo con la premisa de diseño de no superar los 5 mm,

observamos que esta configuración verifica satisfactoriamente ya que umáx = 3,85 mm.

Figura 6.7: Desplazamientos calculados por elementos finitos

6.4 Sistema de soporte alternativo

El sistema propuesto por Megyesy consta de un soporte sobre la bisagra que es solidario

a la brida welding neck como se ve en la Figura 6.2 y a su vez la base de la bisagra se empotra

sobre el cuerpo del recipiente. Este diseño puede generar solicitaciones indeseadas sobre el

cuerpo del recipiente, según las cargas soportadas por el pescante, por lo que se propone un

diseño alternativo formado por dos soportes, uno de ellos solidario a la brida welding neck y

el segundo al tubo de inspección, dejando así todos los sistemas auxiliares alejados del cuerpo

principal.

En la Figura 6.1 se puede observar el esquema del sistema planteado, que es verificado

a continuación por medio de elementos finitos. En la Figura 6.8 se observa que el sistema

presenta un estado de tensiones muy similar al sistema propuesto por Megyesy que se muestra

en la Figura 6.6, de esta manera se comprueba que el sistema propuesto verifica los

requerimientos desde un punto de vista tensional.

Traslational

displecement

vector 1. mm

Desplazamientos

[mm]

Pescante

95

Figura 6.8: Tensiones efectivas de Von Mises del sistema alternativo

En la Figura 6.9 se muestran los desplazamientos del sistema para comparar los

resultados obtenidos en la Figura 6.7. La diferencia en desplazamientos es 0,03 mm (3,88 vs

3,85 mm) siendo insignificante. Considerado los resultados obtenidos, concluimos que el diseño

se adapta satisfactoriamente a los requerimientos del sistema y condiciones de diseño.

Figura 6.9: Desplazamientos del sistema alternativo

Desplazamientos

[mm]


[N/m2]

Pescante

96

Por último se realiza un análisis de la condición en la que el brazo pescante está

desplegado, que se da en el momento en que se retira la brida ciega del tubo de inspección y

el brazo queda a 180° respecto de la posición inicial. Como se puede apreciar en las Figuras

6.10 y 6.11 el comportamiento del sistema es semejante al caso ya estudiado, mostrando

tensiones con variaciones despreciables.

Figura 6.10: Tensiones efectivas de Von Mises del sistema desplegado

Figura 6.11: Desplazamientos del sistema desplegado


[N/m2]

Desplazamientos

[mm]

Pescante

97

6.5 Resumen comparativo

A fin de visualizar de manera conveniente, los resultados obtenidos se listan en la Tabla 6.4.

Tabla 6.4: Resumen de tensiones en kg/cm2

Viga recta Viga curva M.E.F. Von Mises

1062 1199 1132

6.6 Verificación del cáncamo y del perno

Se realiza un análisis de tensiones de los elementos auxiliares del pescante con el fin de

verificar las secciones propuestas por Megyesy.

6.6.1 Cáncamo

En esta sección se verifica el cáncamo de izaje soldado a la brida ciega. El mismo está

confeccionado por una barra de acero SA-36 de ¾” en forma de U, siendo esta la sección

recomendada por Megyesy.

Se decide utilizar ese acero, ya que es una aleación estándar, comúnmente utilizada en

aplicaciones estructurales, con un límite de fluencia de 2530 kg/cm2.

En la Tabla 6.5 se muestra la composición química del material y las características

mecánicas del material enunciadas en la Sección II parte D del Código [1]

.

Tabla 6.5: Propiedades del material SA – 36


C máx. (%)

Mn máx. (%)

P máx. (%)

S máx. (%)

Si máx. (%)

Cu mín. (%)

0,26 -- 0,04 0,05 0,40 0,2

Propiedades mecánicas

Rotura R

T mín. (MPa)


Alargamiento % ( Lo = 50 mm )

400-550 250 23


La verificación se realiza por elementos finitos y los resultados se muestran en la Figura 6.12.

Pescante

98

Figura 6.12: Tensiones máximas en el cáncamo

Se observa que las tensiones máximas son del orden de 109 kg/cm2

(1,07x107

N/m2), lo

cual es un valor despreciable frente a la tensión de fluencia del material (2530 kg/cm2).

6.6.2 Perno de izaje y tuerca

Para verificar el perno de izaje se analiza la tensión de tracción del vástago y los filetes de

rosca al corte y aplastamiento considerando que está confeccionado en acero SA-449 respetando

el material recomendado por el Código ASME en su División II Parte D, cuya composición

química junto con la información sobre las características mecánicas se muestra en la Tabla 6.6.

Las dimensiones propuestas por Megyesy indican la utilización de un perno de izaje de ¾”, en

nuestro caso seleccionamos un perno en medidas métricas M20, sección la inmediata superior

a la propuesta.

Tabla 6.6: Propiedades del material SA – 449


C máx. (%)

Mn mín. (%)

P máx. (%)

S máx. (%)

Si máx. (%)

0,52 0,60 0,04 0,05 0,30

Propiedades mecánicas*

Rotura RT mín. (MPa)


Alargamiento % ( Lo = 50 mm)

620 400 14



[N/m2]

Pescante

99

El perno de izaje tiene un diámetro nominal de 20 mm con un diámetro interno di = 17,3 mm

y una tensión de fluencia de 4078 kg/cm2.

Por medio de la ecuación [6.14] se verifica la tensión de tracción en el vástago con los

datos de la Tabla 6.7.

con área y = Peso de la brida ciegaN

A NA

σ [6.14]

2 221,73

2,354 4

iπd πA cm

x [6.15]

2 2352

150 / < / 4 0782,35

Kg cm Kg cmσ Verifica [6.16]

Como podemos apreciar la tensión a tracción en el vástago es insignificante frente a los

valores de tensión de fluencia del material.

En la Tabla 6.7 se muestran las dimensiones de la tuerca métrica utilizada en el sistema

con el fin de determinar los esfuerzos de corte y el aplastamiento en los filetes de rosca.

Tabla 6.7: Dimensiones de la rosca métrica*

Diámetro nominal

D, d

Paso

p

Diámetro medio

D2, d2

Diámetro interior

D1, d1

20 2,5 18,376 17,294

*: todas las dimensiones están expresadas en mm

Para la verificación de la tuerca hexagonal seleccionada M20 DIN 934 de acero SA-194

2H, con resistencia a la fluencia de 10546 kg/cm2 se toman los valores de la Tabla 6.9.

Para el cálculo de la rosca se toman la expresión propuesta por Niemann [10].

Pescante

100

Tabla 6.8: Dimensiones de la tuerca DIN 934 M-20 *

d s e m

M-20 30 32,95 16

*: todas las dimensiones están expresadas en mm

Para la verificación de las dimensiones de la tuerca se tiene que

4078

0,8 0,8 20 6,2 < 16 10546

x x x x Verificabmín

t

σm d mm mm

σ [6.17]

2

2

donde: Espesor mínimo de la tuerca.

Diámetro nominal del bulón.

4078 / Resistencia a fluencia del bulón.

10546 / Resist

mín

b

t

m

d

σ kg cm

σ kg cm encia a fluencia de la tuerca.

Considerando que la tuerca seleccionada DIN 934 M20 tiene un espesor de 16 mm las

dimensiones de la misma verifican satisfactoriamente.

Con esto concluimos que tanto los bulones como las tuercas seleccionadas satisfacen las

condiciones de diseño.

101

Capítulo VII

Soportes de Montura

7.1 Introducción

En este capítulo se lleva a cabo la selección, diseño y verificación de los soportes del

recipiente a presión. Por lo general, los recipientes horizontales están sostenidos por dos

soportes (también denominados silletas). Un soporte de montura es un armazón formado por

placas, generalmente soldadas, sobre el cual se asienta el recipiente. Los soportes también

pueden estar hechos de concreto, aunque en la actualidad este material se ha vuelto menos

común. El uso de más de dos soportes de montura es innecesario, ya que esto genera problemas

de hiperestaticidad. El código ASME no especifica el procedimiento para el diseño de un

soporte de montura, sólo establece que se deben tener en cuenta los esfuerzos inducidos en el

recipiente por los soportes. Para obtener dichos esfuerzos y para determinar la ubicación de los

soportes, se recurre al método desarrollado por L. P. Zick, que también se usa en el Capítulo III.

Para el diseño del soporte Megyesy[4] presenta una tabla donde se estipulan todas las

dimensiones del soporte, de acuerdo al diámetro exterior del recipiente y al peso máximo. En

este trabajo se siguen esas directivas, luego los soportes son verificados por medio del método

de Zick; y posteriormente se compraran los resultados con los obtenidos por medio de un

análisis de elementos finitos.

En la Figura 7.1 se muestra el esquema del soporte de montura.

Figura 7.1: Soporte de montura

Soporte de montura

102

7.2 Dimensionamiento de los soportes

Figura 7.2: Esquema de un soporte de montura

Las bases del diseño de los soportes presentado por Megyesy se basan en las siguientes

consideraciones, de acuerdo al esquema de la Figura 7.2:

El recipiente es soportado por dos silletas.

Debe ser diseñado para resistir la fuerza máxima F, de acuerdo con el peso máximo

operativo del recipiente según la Tabla 7.1.

La tensión máxima permitida es 2/3 de la tensión de fluencia a la compresión.

La carga máxima de las fundaciones de concreto no debe exceder los 500 psi.

El ángulo de contacto mínimo es de 120º.

Cordón de soldadura continúo de ¼” como mínimo entre todas las placas.

Orificios de desagüe de ¼” en la placa de desgaste.

Los pernos de fijación de las silletas deben ser ajustados a mano y asegurados mediante

un punto de soldadura.

Figura 7.3: Dimensiones del soporte

Soporte de montura

103

La Tabla 7.1 es un extracto de la tabla de Megyesy donde se muestran las recomenda-

ciones para el diseño de un soporte (silleta), las dimensiones están relacionadas con la Figura 7.3.

Tabla 7.1: Dimensiones de soportes

Diá

met

ro

nom

inal

Dimensiones

Nº

de

refu

erzo

s

Espesores de placas [in]

Pes

o

máx

imo

A B C D E

Diá

met

ro

del

per

no

Bas

e

Pla

ca,

late

rale

s y

refu

erzo

s

Pla

ca d

e

des

gas

te

[ft-in] [ft-in] [ft-in] [in] [in] [ft-in] [in] G H K [lb]

10-0 8-8 5-9 9 24 3-4 1¼ 2 1 ¾ ½ 896000

10-6 9-1 1/2 6-0 9 24 3-6 1¼ 2 1 ¾ ½ 940000

11-0 9-6 1/2 6-3 9 24 3-8 1¼ 2 1 ¾ ½ 986000

11-6 10-0 6-6 9 24 3-10 1¼ 3 1 ¾ ½ 1030000

12-0 10-5 6-9 9 24 4-0 1¼ 3 1 ¾ ½ 1076000

Considerando que el diámetro exterior del recipiente es de 3374 mm se toma como

medida de referencia el diámetro nominal de 11 pies ( ft ). Con este valor se determina que el

peso máximo permitido del recipiente lleno de agua es de 447200 kg (986000 lb).

7.3. Verificación de tensiones

Se verifican las tensiones mediante: i) el método de Zick, ii) el método recomendado

por Moss[8], y iii) se realiza una verificación con un software de elementos finitos.

7.3.1 Verificación por el método de Zick

El método de verificación de Zick se basa en calcular la tensión que sufre la placa del

alma del soporte sometido a una tensión transversal determinada por la mitad del peso del

recipiente, afectada por un factor K11 que depende del ángulo de contacto con el recipiente

como se muestra en la Tabla 7.2, la relación es prácticamente lineal:

11 0,019 (ángulo en grados) 0,02486K x [7.1]

Tabla 7.2: Coeficientes K11

Ángulo de

contacto 120° 130° 140° 150° 160° 170° 180°

K11 0,204 0,222 0,241 0,259 0,279 0,298 0,318

Soporte de montura

104

En el capítulo III se adoptó que el ángulo de contacto de los soportes es de 120º debido

a las ventajas con respecto a la concentración de tensiones sobre el cuerpo del recipiente.

11F K Q [7.2]

11

donde: Fuerza aplicada al soporte.

Peso del recipiente.

Coeficiente de contacto entre recipiente y soportes.

F

Q

K

En la Tabla 7.3 se muestran los pesos de los diferentes componentes del recipiente con

el fin de determinar el valor de Q en la ecuación [7.2]. Los valores del cuerpo cilíndrico y los

cabezales semiesféricos ya fueron calculados en el punto 3.3.4.1 del Capítulo III, el peso de

los restantes elementos se calculó mediante el software comercial de elementos finitos debido a

la cantidad de elementos y variedad de sus geometrías, destacando que en el ítem denominado

Boca de Inspección, se encuentran contabilizadas las bridas, el tubo de la boca de inspección,

la bisagra y brazo pescante, como así también los bulones y tuercas.

Tabla 7.3: Propiedades de los componentes del recipiente

Componente

del recipiente

Espesor

[in]

Espesor

[mm]

Diámetro

externo [mm]

Largo

[mm]

Peso

[kg]

Cuerpo cilíndrico ⅞ 22,22 3374,44 17300 31779

Cabezal semiesférico ⅝ 15,9 3361,8 1665 2195

Boca de inspección - - - - 640

Placa de refuerzo ⅞ 22,22 1150 Ø = 609,6

interno 134

Peso total (*)

- - - - 36826

(*): como está mencionado en el Capítulo III, para obtener el peso total se recomienda suponer un sobre peso

del 6% para recipientes entre 35000 y 45000 kg.

Una vez obtenido el peso del recipiente de debe considerar el peso de la carga, para esto

se analiza el caso más desfavorable en el cual el recipiente está totalmente llego de agua:

2

R CQ QQ

[7.3]

donde: Peso total del recipiente.

Peso del recipiente.

Peso de la carga (lleno de agua).

R

C

Q

Q

Q

36826 170000

103413 2

Q Kg

[7.4]

Soporte de montura

105

Reemplazando en la ecuación [7.2] se obtiene.

0,204 103413 21096 F Kg x [7.5]

Luego el área efectiva de la placa de alma de acuerdo a los valores de la Tabla 7.1.

6

EeD

A H [7.6]

donde: Área efectiva de la placa de alma (ver Figura 7.2).

Diámetro exterior del recipiente.

Altura de la base del soporte al centro del recipiente.

E

e

A

D

H

2337,41,905 107

6EA cm [7.7]

221096197 /

107E

FKg cm

Aσ [7.8]

La tensión máxima admisible, teniendo en cuenta que se emplea acero SA-516 grado 60

con fσ = 2243 kg/cm2, es:

22 22243 1495 /

3 3 A f kgσ cmσ [7.9]

2 2 / < 1495 / 197 Verificakg cm kg cm [7.10]

7.3.2. Verificación de tensiones mediante método propuesto por Moss

Teniendo en cuenta que el método utilizado en el punto anterior solo tiene en cuenta los

esfuerzos generados por el peso del recipiente y su contenido, a continuación se lleva a cabo

una verificación utilizando el método propuesto por Moss[8], el cual también deriva de los

modelos de Zick.

Este método considera además de los esfuerzos generados por el peso, los efectos del

viento. En este método la fuerza total actuante en el soporte se obtiene de igual manera que en

la expresión [7.3], pero en este caso se debe considerar la influencia de las fuerzas generadas

por el viento actuando sobre el recipiente de manera transversal y longitudinal.

11 = donde: h T T VF K Q Q Q Q [7.11]

11

donde: Fuerza horizontal aplicada al soporte.

Coeficiente de contacto entre recipiente y soportes.

Peso total.

Peso del

h

T

F

K

Q

Q

recipiente.

Acción del viento.VQ

Soporte de montura

106

Las fuerzas Fh actúan a una distancia R/3 por debajo del punto inferior del arco del

soporte en forma transversal al eje principal del recipiente como se muestra en la Figura 7.2 y

la carga QT se considera como la mayor al comparar la influencia del viento al actuar en

sentido perpendicular o en sentido paralelo al eje principal del recipiente. La fuerza ejercida

por el viento viene dada por la ecuación [7.12] y los valores mostrados en la Figura 7.4.

= V f f zF A C G q [7.12]

2 2

0,8 Factor de forma.

0,85 Factor de ráfagas.

0,00256 0,00256 0,9 70 1,15 12,98 Presion

donde : rea

del vient

proyectada del r

o.

Coeficiente de altura por Tabla 7.4

ecipie te.

1

nf

f

e

z z

z

C

G

q

Á

K V I

K

A

D

x x x

,18 13 Diámetro exterior del recipiente.

1,15 Factor de importancia

70 Velocidad de viento propuesta por Moss.

17300 56,76 Cuerpo cilíndrico

1687 5,5 Largo de cabezales

1

D pies

I .

V mph

L mm ft

H mm ft

B

905 6,25 Altura de base al centro del recipiente.mm ft

Tabla 7.4: Coeficientes Kz

Altura Z [ft ] Kz

0-15 0,85

20 0,90

25 0,94

30 0,98

40 1,04

50 1,09

60 1,13

Se adopta una altura de referencia al centro de recipiente de 4987 mm (16,4 ft) al considerar

el radio del cuerpo cilíndrico de 1687 mm, una altura de 3000 mm de las bases de hormigón

existentes en la instalación y una altura estimada de las silletas de 300 mm en su parte central.

= ( ) (1687 3000 300) 4987 (16,4 )e Bases silletaZ R h h mm ft [7.13]

Considerando esto, de la Tabla 7.4 se adopta un valor de Kz = 0,9 correspondiente al

inmediato superior como condición más desfavorable.

Soporte de montura

107

Al considerar la fuerza del viento en ambos sentidos con respecto al eje principal del

recipiente (ver Figura 7.4) se deben calcular las áreas proyectadas Af para cada caso como se

muestra en las expresiones [7.14].

2

( 2 ) Área proyectada transverzal

Área proyectada longitudinal4

ef T

ef L

A D L H

π DA

[7.14]

Una vez obtenido el valor de las áreas, se procede a evaluar las siguientes expresiones a

fin de obtener la carga máxima QT.

1

2

= + Carga total debido a viento longitudinal

3= + Carga total debido a viento transverzal

2

VLT

S

VTT

S

F BQ Q

L

F BQ Q

L

[7.15]

Figura7.4: Diagrama de fuerzas actuantes en el soporte

Reemplazando los valores en las expresiones [7.12], [7.14] y [7.15] se obtiene:

213 (56,76 2 5,5) 880,88 x x fTA ft [7.16]

2

2(13)=132,7

4f L

πA ft [7.17]

Soporte de montura

108

Las fuerzas producidas por el viento son:

= 880,88 0,8 0,85 12,98 7775 = 3526,7 x x x VT fT f ZF A C G q lb kg [7.18]

= 132,7 0,8 0,85 12,98 1171,3 = 531,3 x x x VL f L f ZF A C Gq lb kg [7.19]

Luego, trabajando en sistema métrico, las cargas totales son:

1

531,27 1,905= 103362+ 103430

15

xTQ kg [7.20]

2

3 3526,7 1,905= 103362 + 104034

2 15TQ Kg

xx

x [7.21]

Concluyendo que el caso más desfavorable es con el viento actuando en forma

transversal. De la misma manera que en el caso anterior utilizando la expresión [7.2] y el

valor EA calculado en [7.7].

0,204 104034 21223 F Kg x [7.22]

221223198 /

107,14E

Fσ Kg cm

A [7.23]

Como se puede apreciar la influencia del viento en la estructura es despreciable con una

diferencia de 0,65% frente a los cálculos realizados en [7.8].

7.3.3 Verificación de los soportes por método de elementos finitos

La verificación de los soportes mediante software de elementos finitos se realiza

considerando la carga efectiva sobre cada soporte y considerando la placa base empotrada.

En la Figura 7.5 se muestran las tensiones efectivas de Von Mises, allí se evidencia un

punto de concentración de tensiones con un máximo de 3997 kg/cm2 que supera la tensión

admisible del material admσ = 1203 Kg/cm2. Cabe destacar que este punto no se encuentra en la

placa de alma, sino en la unión entre los laterales y la placa base, área no considerada en las

recomendaciones de Megyesy.

Soporte de montura

109

Figura 7.5: Análisis de elementos finitos – Tensiones efectivas de Von Mises

La Figura 7.5 corresponde a un modelo con una carga distribuida en la placa de desgaste

considerando el peso del recipiente. Con el fin de verificar que este modelo es correcto se

elabora un segundo modelo, en el cual se realiza el montaje del cuerpo del recipiente con la

carga completa de agua. En la Figura 7.6 se muestran los resultados de este nuevo análisis, el

cual verifica la hipótesis de carga del modelo anterior.

Von Mises stress (nodal values).1

Figura 7.6: Análisis del modelo considerando sistema ensamblado


[N/m2]

[N/m2]


Soporte de montura

110

7.4 Rediseño del soporte de montura

Considerando los resultados obtenidos en los análisis de la sección 7.3 se propone un

rediseño de los soportes manteniendo los espesores de todos los componentes y desplazando

la placa de alma a una posición central. De esta manera se logra un diseño similar a una viga

doble T con el principal objetivo de evitar la concentración de tensiones que se evidencia en

los modelos anteriores.

En la Figura 7.7 se muestra un esquema del soporte rediseñado con la placa de alma

centrada y un perfil simétrico.

Figura 7.7: Esquema del soporte con placa de alma centrada

7.4.1 Verificación del soporte rediseñado

A continuación se realiza la verificación del diseño propuesto. Teniendo en cuenta que

las dimensiones generales no variaron, solo se realizó una reubicación de los elementos, los

cálculos analíticos del punto 7.3.2 continúan siendo válidos ya que la sección resistente de la

placa de alma continua inalterada.

Para verificar si el objetivo de reducir la concentración de tensiones se logra se procede

a realizar un análisis de elementos finitos con las mismas hipótesis de carga del punto 7.3.3.

Soporte de montura

111

Von Mises stress (nodal values).1

Figura 7.8: Tensiones efectivas de Von Mises del soporte rediseñado

Como se puede apreciar en la Figura 7.8, las tensiones se han reducido por debajo de la

tensión admisible del material, logrando así el objetivo de reducir las tensiones localizadas. El

solo hecho de haber modificado la geometría del soporte permite reducir el estado tensional

máximo de 3997 Kg/cm2

en el diseño original a un nuevo máximo de 1081 Kg/cm2 para el

soporte rediseñado.

7.5 Ranuras de apoyo para expansión térmica

Toda estructura metálica sufre dilataciones térmicas considerables y en este caso al

tratarse de un sistema que contiene fluidos en constante cambio de fase y expuesto a

condiciones climáticas es necesario que los soporten permitan el desplazamiento sin

restricciones. Megyesy propone una tabla simplificada en la cual ingresando con el rango de

temperatura de operación y la longitud del recipiente entre apoyos, permite una rápida

determinación de las medidas necesarias.

En la Tabla 7.5 se muestran las dimensiones para un rango que se calcula en los −30ºC

(−22ºF) y la temperatura máxima de operación. Tomando como rango máximo hasta los

250ºC (482ºF) y una distancia entre apoyos de 15m (50ft).

[N/m2]


Soporte de montura

112

Tabla 7.5: Dimensiones de ranura de expansión térmica

Distancia mínima de ranura ''a'' [in]

Ancho igual al

diámetro del

bulón más ¼''

Distancia entre

soportes [ft]

Temperatura ºF

-50 100 200 300 400 500

40 ¼ ⅛ ⅜ ¾ 1⅛ 1½

50 ⅜ ¼ ½ 1 1⅜ 1⅝

60 ⅜ ¼ ⅝ 1¼ 1⅝ 2⅛

En la Figura 7.9 se muestra el esquema de ubicación de la ranura y en la Figura 7.10 las

dimensiones finales para este caso.

Figura 7.9: Esquema de las ranuras

Figura 7.10: Dimensiones de la ranura

7.6 Resumen: Dimensiones finales

En la Figura 7.11 se muestra el esquema con las dimensiones generales del soporte.

Figura 7.11: Dimensiones generales del soporte

113

Capítulo VIII

Elementos funcionales

8.1 Introducción

Este capítulo se aboca al dimensionamiento y selección de los sistemas auxiliares que

comprenden las aberturas de carga y descarga, válvulas, sistemas de medición y sistemas de

seguridad que se estipulan en las Normas NFPA 59 y NAG-112. Las secciones de estas

Normas que rigen los elementos de protección están basadas en las secciones UG-125 a UG-

140 del Código ASME, pero al tratarse de un recipiente destinado al almacenamiento de gases

de petróleo se deben tener en cuenta otros aspectos de seguridad.

8.2 Dimensionamiento de aberturas de carga y descarga

De acuerdo con la configuración de la instalación y el requerimiento del Código NFPA 59

de válvulas de exceso de flujo, las aberturas de carga y descarga son studding outlet, es decir

que un tipo de brida esta soldada directamente al cuerpo del recipiente.

En este caso las dimensiones de las aberturas de carga y descarga quedan definidas por

las instalaciones preexistentes, tanto en diámetro como también en la cantidad de las mismas.

La actual instalación cuenta con dos aberturas de carga y dos de descarga las cuales se

encuentras distribuidas en la parte inferior del recipiente.

Considerando que las aberturas necesarias son de 101,6 mm (4’’) se procede a la

selección de las bridas de acuerdo con las dimensiones del fabricante.

Teniendo en cuenta los apartados UW-16(g)

del Código que establecen los requerimientos y los

límites y para este tipo de aberturas, se considera el

caso UW-16(g)(2)(b)(2) en el cual el orificio del

recipiente debe ser 6 mm mayor que el diámetro de

la brida y los cordones de soldadura según se

muestran en la Figura 8.1.

Figura 8.1: Dimensiones de soldaduras de acuerdo a la sección UW-16


114

La brida seleccionada es marca BIPETROL y sus dimensiones generales se muestran en

la Tabla 8.1 y se acotan en la Figura 8.2.

Figura 8.2: Dimensiones de la brida

Tabla 8.1: Dimensiones de la brida studding outlet – Serie 300

Brida Espárragos Rosca de espárragos Peso

Diá

met

ro

inte

rior

Diá

met

ro

exte

rior

Esp

esor

Res

alto

Diá

met

ro d

e

la c

oro

na

Diá

met

ro

Nº

Aguje

ros

Pro

fundid

ad

Rosc

a

Fil

etes

por

pulg

ada

Pro

fundid

ad

de

la r

osc

a

B O T R C U V

[in] 4 10 1,75 6,19 7,88 21/32 8 1,31 ¾ 10 0,88 30 lb

[mm] 101,6 254 44,45 157,2 200,15 16,66 8 33,27 19,05 10 22,35 13,6 kg

En la Figura 8.3 se muestra

un esquema de la disposición final

de la brida y de la válvula de exceso

de flujo, que se selecciona en la

sección 8.3, como así también se

acota el diámetro 140G mm del

orificio realizado en el recipiente.

Figura 8.3: Esquema abertura de descarga con válvula de flujo máximo


115

8.3 Selección de válvulas de cierre y de flujo máximo

8.3.1 Selección de la válvula de flujo máximo.

El Código NFPA 59 en el apartado 7.2.6 estipula que toda abertura en el recipiente

mayor a una perforación de una mecha Nº 54 (1,5 mm) debe contar con válvula de cierre; y

todas las aberturas de carga y descarga deben contar además con válvulas de flujo máximo. El

flujo máximo de la válvula para el diámetro de la tubería queda estipulado por el Código y la

válvula debe estar montada en la ubicación más cercana al recipiente.

Figura 8.4: Válvula de exceso de flujo UNIONSUD E99C

Se selecciona una válvula de exceso de flujo para instalación en recipientes con brida

studding outlet de la marca UNIONSUD, modelo E99C como se muestra en la Figura 8.4 y

sus características se listan en la Tabla 8.2.

Tabla 8.2: Características de la válvula UNIONSUD E99C

Referenci

a

Conexión

de Entrada

NPT M.

Flujos aproximados de cierre

Liquido (Propano) Vapor (Propano)

GPM m3/min.

Entrada de

25 Psig (1,76 kg/cm2)

Entrada de

100 Psig (7 kg/cm2)

PCH m3/min. PCH m

3/min.

E99C 4" 500 1,89 89000 42 154000 72,64


116

8.3.2 Selección de la válvula de cierre

Las válvulas de cierre son del tipo esféricas y cuentan con un sistema de comando a

distancia accionado por aire comprimido y un sistema complementario del tipo mecánico

accionado por resorte o de manera manual. Los sistemas de comando a distancia disponibles

son de tres tipos, neumáticos, hidráulicos y eléctricos. Se seleccionó el accionamiento por aire

comprimido debido a que la instalación existente ya cuenta con este sistema.

A continuación se selecciona la válvula y de acuerdo con los requerimientos de torque

para su accionamiento se seleccionan los sistemas de comando.

Figura 8.5: Dimensiones de la válvula de cierre ESFEROMATIC

En la Tabla 8.3 se muestran las dimensiones de la válvula de cierre esférica marca

ESFEROMATIC de 4’’ Serie 300 y paso total, esquematizada en la Figura 8.5.

Tabla 8.3: Dimensiones de la válvula de cierre de esfera guiada ESFEROMATIC

Ø Serie A C E G L * Mod K M N R S T U V

4"

150 229 129 100 156 229 SL 261 301,50 65 236 305 190,50 8 19

300 254 187 100 168 306 SL 308 353 79,50 327 305 200 8 22

600 273 247 100 178 432 LP 310 372 125 273 400 216 8 25

* Nota: SL Única longitud de válvula según ANSI B16.10. LP Longitud de válvula larga según ANSI B16.10

Unidades no especificadas [mm]


117

A continuación se verifica el torque necesario para el accionamiento de la válvula con el

fin de seleccionar los actuadores adecuados, para esto se ingresa al gráfico de la Figura 8.6 en

donde se muestra el toque de accionamiento en función de la presión de operación.

Como se puede apreciar en el gráfico de la Figura 8.6 para una válvula de 4’’ de paso total

para la presión de diseño 17,6 kg/cm2 (17,26 bar) se tiene un torque de operación máximo de

1,85 kg-m y considerando que la válvula opera con propano este valor se debe incrementar un

30 % (por tratarse de una gas seco), por lo que el torque máximo para la selección del

actuador es 23,54 N-m (2,4 kg-m).

Presión [bar] →

0 50 100 150 200 250

Figura 8.6: Torque de accionamiento de válvulas ESFEROMATIC

Con el torque necesario para el accionamiento se procede a la selección del sistema de

accionamiento neumático de simple efecto con cierre por resorte, marca BIFFI. En la Tabla

8.4 se especifican los torques suministrados a diferentes presiones de trabajo por diferentes

modelos.

100

10

1

0,1

To

rqu

e [

kg

-m]

→

17

,26

1,85


118

Tabla 8.4: Torque de salida [Nm] en función de la presión de suministro [bar]

Presión de suministro [bar]

3 3,5 4 4,5 5 5,5

Modelo MOP BTC ETC BTO ETO BTO ETO BTO ETO BTO ETO BTO ETO BTO ETO

14-S1-J1 12 42 25 41 21 54 35 67 48 80 61 94 75 107 88

15-S2-A1 12 51 32 61 40 80 59 98 77 116 95 135 114 153 132

15-S2-B1 12 89 51 - - - - 77 35 95 54 114 72 132 90

MOP: Máxima presión de operación

BTC: Freno de cierre

ETC: Fin de cierre

BTO: Freno de apertura

ETO: Fin de apertura

En la Tabla 8.5 se muestran las dimensiones del accionador BIFFI 15-S2 A1

representadas en la Figura 8.7.

Figura 8.7: Dimensiones del accionador neumático de simple efecto

Tabla 8.5: Dimensiones del actuador neumático de simple efecto en [mm]

Modelo A D E ØN ØL Peso [kg] Revoluciones

por acción

15-S2_A1 721 175 546 13 200 19 43


119

8.4 Dimensionamiento y selección de válvulas de alivio

8.4.1 Selección de las válvulas de alivio

La sección 10.2.2 B del Código NFPA 59 establece que todo recipiente de más de

151 m3 debe poseer válvulas de alivio exteriores de tipo POP o a resorte. Por lo tanto se

procede a determinar el flujo máximo a evacuar por medio de la expresión [8.1] establecida

en la sección 10.2.3 de dicho Código.

0,8253,632 xMAF A [8.1]

2( ) 11 (56,76 11) 2341,57x x A πD L D π ft [8.2]

0,82 3 353,632 (2341,57) 31075,6 / 880 /x MAF ft min m min [8.3]

2

donde: Flujo máximo de aire.

Área total exterior del recipiente expresada en .

55,76 Largo del recipiente.

11 Diámetro del recipiente.

MAF

A ft

L ft

D ft

El flujo máximo de aire calculado, es a la temperatura de 16 ºC y 0.101 MPa de presión

absoluta; y una vez obtenido este valor se ingresa a la Tabla 8.6 para determinar el modelo de

la válvula necesaria de acuerdo al caudal.

En la Tabla 8.6 se muestran tres modelos de válvulas que calibradas a la presión de

diseño de 17,6 kg/cm2 permiten evacuar un flujo menor al necesario, por lo que se debe

emplear un soporte múltiple con el fin de lograr el caudal requerido.

Tabla 8.6: Caudal de válvulas de alivio UNIONSUD [m3/mín]

Presión de apertura [kg/cm2 ] 11 14 17,6 20 22

S330 99 134 164 180 188

S335 110 142 175 198 220

S345 195 248 292 325 360

En este caso al seleccionar la válvula de mayor caudal en una configuración de soporte

múltiple con tres válvulas simultaneas el caudal máximo que se logra es levemente inferior al

requerido calculado en [8.3] (880 m3/min) por lo que se propone seleccionar dos sistemas de

soporte múltiple con lo que se puede reducir a un modelo de válvula de menor caudal. La

configuración definitiva consta de dos soportes múltiples MU 4000 de la marca UNIONSUD

como el que se muestra en la Figura 8.8 y 6 válvulas modelo S330 mostradas en la Figura 8.9

con un caudal total en simultáneo de 984 m3/min ( = 6 x 164) y dos válvulas extras de respaldo.


120

Figura 8.8: Soporte múltiple MU 4000 Figura 8.9: Válvula de alivio S330

Como se puede apreciar en la Figura 8.8 el soporte consta de 4 conexiones para válvulas,

permitiendo un funcionamiento en simultáneo de 3 válvulas y una extra que permite el reemplazo

de cualquiera sin necesidad dejar el recipiente fuera de servicio. El soporte cuenta con una brida

de 4’’ Serie 300 para ser montado sobre el recipiente y las salidas de las válvulas deben estar

situadas 2,2 m por sobre la superficie del recipiente, según lo establece la sección 10.7.1 C del

Código. Para lograr esta altura se emplean tubo de extensión independiente para cada válvula.

8.4.2 Dimensionamiento de la abertura para válvulas de alivio.

El diámetro de las aberturas es 101,6 mm (4’’) y se ejecuta con bridas con tuberías de

acero SA-106 STD de 4’’. Las características del tubo se muestran en la Tabla 8.7.

Tabla 8.7: Características del tubo SA-106 GºA NPS 4’’ STD

Diámetro

nominal

Diámetro

exterior

Espesor de

pared

Peso del tubo 6 m

Negro Galvanizado

Largo del

tubo

Presión de

prueba

[in] [mm] [in] [mm] [in] [mm] [kg] [kg] [m] [psi] [MPa]

4 102 4,5 114,3 0,237 6,02 96,4 99,6 6 1900 13,1


121

En la Tabla 8.8 se muestra la composición del acero SA-106 GºA y en la Tabla 8.9 sus

propiedades mecánicas.

Tabla 8.8: Composición química del material SA – 106 GºA

Material C máx. (%) Mn máx. (%) P máx. (%) S máx. (%) Si máx. (%)

SA-106 GºA 0,25 0,27 – 0,93 0,035 0,035 0,10

Tabla 8.9: Propiedades mecánicas del material SA – 106 GºA

Material Rotura

RT mín. (MPa) Fluencia

R0,2 mín. (MPa) Tensión Admisible

(MPa)*

SA-106 GºA 330 206 95

* Según Código ASME Subparte 1, Sección II, Parte D

8.4.3 Selección de la brida

Para este caso se selecciona una brida tipo welding neck de 4’’ y sus dimensiones se

muestran en la Tabla 8.10. Teniendo en cuenta lo analizado en el Capítulo IV, se emplea una

brida de Serie 300.

Tabla 8.10: Dimensiones de bridas Serie 300

Diá

met

ro n

om

inal

del

tubo

Diá

met

ro

exte

rior

Esp

esor

mín

imo

Diá

met

ro d

el r

esal

to

Diá

met

ro e

n la

bas

e del

cubo

Alturas a

través del

cubo

Diámetro

interior

Plantilla de

perforar

Peso de

la brida

(kg)

WN WN

Diá

met

ro d

e

la c

oro

na

Can

tidad

Diá

met

ro

aguje

ros

WN

O C* R X Y* B D H

4 254,0 31,8 157,2 146,1 85,9 101,3 190,5

8 19,1

7,5 10,00 1,25 6,19 5,75 3,38 4,00 7,5 0,75

Se selecciona una brida tipo welding neck de 4”, Serie 300 de acero SA−105 [8.4]


122

A continuación se debe dimensionar la proyección exterior de las aberturas para determinar

el largo de los tubos. Para esto se ingresa a la Tabla 8.11 con el diámetro de la abertura y la serie

para determinar la proyección exterior teniendo en cuenta las dimensiones de la brida.

8.4.4 Dimensionamiento de la boquilla

Tabla 8.11: Proyección exterior mínima de la boca de inspección

XXXXXXXXXXXXXXX

Proyección exterior para bridas welding neck [in]

Diámetro

nominal de

la tubería

Presión nominal de la brida [Lb]

150 300 600 900 1500 2500

2 6 6 6 8 8 8

4 6 8 8 8 8 12

8 8 8 10 10 12 16

De acuerdo a los datos de la Tabla 8.11, la proyección mínima de la abertura es

203,2 mm (8’’). Teniendo en cuenta que la altura de la brida es 85,9 mm y que se toma como

medida nominal de la proyección una altura de 205 mm, el largo del tramo de tubo es 120 mm.

Además se considera que la boquilla lleva una unión a tope por lo que no tiene proyección

interior en el recipiente.

Se adopta: tubería de 4” largo 120 mm material SA−106 GoA STD [8.5]

Considerando el diámetro de la abertura se debe determinar si es necesario colocar un

refuerzo como se hizo en el Capítulo IV para la boca de inspección. En el aparatado UG-36

(3)(a) del Código ASME se estable un diámetro máximo de 60 mm para aberturas sin refuerzo

en recipientes de espesores mayores a 10 mm. Por lo tanto es necesario el cálculo para

determinar la necesidad de refuerzo en la derivación. Siguiendo el mismo procedimiento

detallado en el Capítulo IV se determinó la necesidad de refuerzo, cuyas dimensiones se

muestran en la Tabla 8.12.

Tabla 8.12: Características del refuerzo seleccionado

Material Espesor

[in] [mm]

Diámetro externo

Dp [mm]

Diámetro interno

Di [mm]

SA – 516 Gr 70 7/8 22,22 206 114.3


123

En la Figura 8.10 se muestra un esquema final del sistema de válvulas de alivio.

Figura 8.10: Esquema sistema de válvulas de alivio

8.5 Dispositivos de medición

El Código NFPA 59 requiere que se instalen dispositivos de medición sobre el recipiente.

Debido a que la instalación tiene un sistema de monitoreo y comando a distancia, se cuenta

con sistemas de medición redundantes tanto digitales como analógicos.

8.5.1 Orificios destinados a los dispositivos de medición

Los orificios destinados a accesorios son aquellos que se emplean para la colocación de

manómetros, termómetros y medidores de nivel.

El apartado UG-36(c)(3) del Código ASME establece que los orificios soldados a

recipientes no sujetos a fluctuaciones violentas no requieren refuerzo si no son mayores que:

a) Un diámetro de 89 mm (3½”) en un recipiente de espesor igual o menor a 10 mm (⅜”).

b) Un diámetro de 60 mm (2⅜”) en un recipiente de espesor mayor a 10 mm (⅜”).

Para todos los orificios destinados a los dispositivos de medición rige por lo indicado

anteriormente. Los acoples necesarios se calculan en el punto 8.6.


124

8.5.2 Manómetro

Se selecciona un manómetro KÖNNEN MGS18A150 apto para intemperie construido

en acero inoxidable con cierre bayoneta y con restrictor de caudal. Rosca ½’’ NPT y escala

28 kg/cm2 (400 psi). Al contar con restrictor de flujo se satisface la sección 7.2.6 del Código

NFPA 59. En la Figura 8.11 se muestra el manómetro KÖNNEN.

Figura 8.11: Manómetro KÖNNEN

Como se mencionó anteriormente se dispondrá de un sistema de medición remoto para

el diagnóstico y comando del recipiente a distancia. Para esto se seleccionó un sensor de presión

de la marca HONEYWELL modelo STA740/74L el cual permite censar en un intervalo de 0 a

34,5 kg/cm2 (0 a 500 psi). En la Figura 8.12 se muestra el sensor seleccionado.

Figura 8.12: Sensor de presión HONEYWELL


125

8.5.3 Termómetro

El termómetro seleccionado es analógico y va montado sobre uno de los cabezales en la

parte inferior, de modo que esté en contacto con el líquido del recipiente. El termómetro es de la

marca KÖNNEN modelo TM4G-125K, de 100 mm y rosca ½’’ NPT y bulbo inoxidable de

150 mm con silicona como liquido amortizante, lo que permite utilizarlo en condiciones extremas

(−45°C a 250 °C), pero con un con un rango de medición de temperaturas de −40 a 40 ºC ya

que la temperatura promedio a la que se encuentra el líquido, según datos relevados, ronda los

25°C. En la Figura 8.13 se muestra el termómetro seleccionado con una imagen ilustrativa.

Figura 8.13: Termómetro KÖNNEN

El medidor de nivel descripto en el siguiente punto, cuenta con medición de temperatura

digital para el sistema de monitoreo a distancia.

8.5.4 Medidores de nivel

La sección 7.4 del Código NFPA 59 establece que cada recipiente no refrigerado debe

contar con un medidor de presión aprobado según las siguientes consideraciones.

Si el medidor de presión es del tipo por flotación o por presión diferencial,

también se debe contar con uno de respaldo del tipo de tubo fijo sumergido,

tubo deslizante o rotativo.

Los medidores de columna de vidrio no enlistados no son permitidos.


126

Todos los medidores de nivel deben indicar el nivel máximo de llenado del recipiente y

si su funcionamiento requiere venteo de gases la abertura del mismo no debe exceder un

diámetro de 1,5 mm.

Además, se debe determinar el nivel de llenado del recipiente con gas propano. El

procedimiento de cálculo se indica en la sección 5.7 del Código NFPA 59 y se rige por la

siguiente expresión.

D

VG F

[8.6]

donde: V = Porcentaje de volumen máximo del producto liquido en relación a la capacidad

total a la temperatura T.

D = Densidad de llenado en porcentaje de acuerdo a la Tabla 8.13.

G = 0,5079 Densidad relativa del gas licuado a 15,56 ºC.

F = Factor de corrección indicado en la Tabla 8.14 para transformar el volumen

líquido a 15,56 ºC en el volumen a la temperatura T, ingresando con G y T.

T = 21,1ºC (70ºF) Temperatura del propano en el recipiente en grados Celsius.

La Tabla 8.13 es un extracto de la tabla 5.7.2 del Código NFPA 59 en la que se ingresa

con la densidad relativa del fluido G y se obtiene la densidad de llenado del recipiente en

porcentaje D.

Tabla 8.13: Valores máximos de la relación de llenado %

Densidad relativa a

15,56°C (60 °F)

Tanques sobre la superficie Tanques

Subterráneos

de cualquier

capacidad

Hasta 4,5 m3

capacidad total

de agua

Más de 4,5 m3

capacidad total

de agua

0,496−0,503 41 44 45

0.504−0,510 42 45 46

0,511−0,519 43 46 47

0,520−0,527 44 47 48

0,528−0,536 45 48 49

0,537−0,544 46 49 50

Luego D es, 45 %D [8.7]


127

Una vez obtenido el valor de D se ingresa a la Tabla 8.14 la cual es un extracto de la

Tabla B.2 del anexo B del Código NFPA 59 en la que se muestra el factor de corrección F en

función de la temperatura T.

Se considera el nivel de llenado para una temperatura ambiente en condiciones normales

de 21,1ºC ( 70 ºF ).

Tabla 8.14: Factor de corrección del volumen de liquido

Peso Específico a 15,56 °C

Temperatura Observada Propano

0,5079

Iso-Butano

0,5631

n-Butano

0,5844 °F °C

66 18,89 0,990 0,993 0,993

68 20,00 0,986 0,990 0,991

70 21,11 0,983 0,988 0,989

72 22,22 0,980 0,986 0,987

Luego el factor F es,

0,983F [8.8]

Con todos los valores obtenidos se ingresa a la ecuación [8.6] y se obtiene:

45

90,13 %0,5079 0,983x

D

VG F

[8.9]

Para calcular el volumen de gas propano en m3 que contendrá el recipiente Qr se utiliza

la expresión [8.10], donde C es el volumen del recipiente.

390,13

170 153,22100 100

x r

VQ C m [8.10]

Una vez determinado el volumen de llenado del recipiente se procede a la selección de

los instrumentos de medición de nivel.

Como en los puntos anteriores, los medidores de nivel son analógicos y digitales. En el

caso del medidor analógico se selecciona un nivel de columna de vidrio listado de la marca

ARCHON RL Reflex que consta de diez módulos con una altura total de 3550 mm, con

conexiones de ½’’ NPT y cuyas dimensiones se muestran en la Figura 8.14.


128

Figura 8.14: Dimensiones del tubo de nivel ARCHON

El medidor de nivel digital seleccionado es de tipo capacitivo por tubo fijo sumergido

de la marca HONEYWELL modelo Optilevel HLS3010HF cuyas características se muestran

en la Tabla 8.15.

Tabla 8.15: Características sensor Optilevel HLS3010HF

Especificaciones

Exactitud ..................................................... ±10 mm

Resolución ................................................... 0,1 mm

Permeabilidad relativa ................................. 1,5 < Ɛr < 80

Mínimo nivel ............................................... 23 mm sobre el fondo

Rango de medición de temperatura ............. 0 − 100 °C (±1°C)

(−20) − 120 °C (±2°C)

Presión de operación ................................... 25,49 kg/cm2 (25 bar estándar)

Temperatura de operación .......................... −25°C a 60°C para electrónicos

−25°C a 100°C para el sensor

IP ................................................................ 68

Protección contra explosiones .................... Clase de Protección: Eex ia IIB T4 (PBT)

Circuitos del sensor: Zona 0

De acuerdo a las especificaciones para el recipiente el sensor queda codificado como

HHNH301D para ser identificado por el proveedor según sus estándares. En las Figuras 8.15

y 8.16 se muestran las dimensiones del sensor y un esquema de su disposición en el recipiente.


129

Figura 8.15: Sensor de nivel

Figura 8.16: Esquema de montaje del sensor de nivel


130

8.6 Acoples para los accesorios

Los acoples necesarios para el montaje de los accesorios al recipiente se rigen por la

Norma ASME B16.11[14] y de acuerdo con la sección UW-16 del Código ASME establece que

para espesores de recipiente mayores a 10 mm los acoples deben soldarse por ambas caras.

Considerando que los accesorios requieren una conexión de rosca ½’’ NPT, salvo el caso

especial del medidor de nivel del punto anterior el cual requiere un montaje de 1½‘’ NPT. A

continuación en la Tabla 8.16 se muestran las especificaciones de la Norma B16.11.

Tabla 8.16: Dimensiones de acoples Clase 3000 ASME B16.11

DN NPS Largo

W

Diámetro exterior

D

Longitud de rosca mínima

B L2

15 ½ 48 28,0 10,9 13,6

40 1−½ 79 64 17,8 18,4

En la Figura 8.17 se muestra el diagrama de soldaduras para los acoples con refuerzo

integral en el cual se especifican las dimensiones de los filetes de acuerdo a los espesores

mínimos adyacentes a los filetes. En este caso tmín queda definido por el menor espesor entre

19 mm o el espesor de la pared mínima.

Figura 8.17: Esquema de soldadura de acoples


131

Los acoples previstos son Clase 3000 y deben ser fabricados en acero SA-106, según

especificaciones de la Norma.

En las Figuras 8.18 y 8.19 se muestran los esquemas con las dimensiones que deben

tener los acoples.

Figura 8.18: Acople ½’’ NPT

Figura 8.19: Acople 1-½’’ NPT


132

133

Capítulo IX

Traslado y montaje del recipiente

9.1 Introducción

El presente capítulo tiene por objeto presentar algunos lineamientos para el traslado y el

montaje del recipiente y listar los principales accesorios que serán necesarios. Para ello se

deben analizar todos los pasos que se deben realizar desde que el tanque se monta sobre el

carretón para su transporte, el arribo a la planta, las maniobras necesarias para posicionarlo

cerca del área de izaje, el izaje, la fijación y la conexión de todas las cañerías y periféricos.

9.2 Transporte

Para trasportar el tanque se deberá emplear un carretón de, al menos, 22 m de largo con

la disposición según el esquema de la Figura 9.1. La sujeción del recipiente al carretón se

realizará mediante eslingas en las zonas próximas a los cabezales aprovechando el efecto

rigidizador de los mismos. Colocar eslingas en la zona media podría introducir esfuerzos

perjudiciales para el recipiente durante el transporte.

Figura 9.1: Disposición para el transporte

Debido a la las dimensiones, se trata de un transporte especial por lo que será necesario

la autorización del recorrido por la Dirección Nacional de Vialidad, quien brinda los registro

de alturas de puentes y obstáculos en las rutas.

9.3 Accesos

Como se puede observar en la imagen satelital mostrada en la Figura 9.2, la planta

cuenta con la posibilidad de acceder por 2 rutas, la ruta nacional 19 lindante al sur del predio,

y la provincial 88 al norte.

Debido a la cercanía de la batería de tanques al acceso norte, y que la ruta provincial 88

posee un tráfico prácticamente exclusivo de camiones por su traza, representa la mejor opción

para acceder tanto con el recipiente como con la grúa que será necesaria para el izaje. Otro

Montaje

134

aspecto positivo de este acceso es la consolidación de los caminos internos que proveen una

superficie adecuada para la circulación de vehículos de gran porte.

Figura 9.2: Imagen satelital de los accesos por ruta

9.4 Grúa

Para seleccionar la grúa necesaria para el montaje se deben considerar cuales son las

posibilidades. Por la disposición de la planta lo primero que se plantea es, llegar con el

camión paralelo al tanque a reemplazar y con una grúa de manera perpendicular a este último,

levantarlo desde el camión y posicionarlo sobre los soportes. También se podría llegar

perpendicularmente con el camión por uno de los costados y una vez elevado el recipiente,

con la grúa dispuesta en forma perpendicular al tanque a reemplazar, girar 90° para posicionar

el tanque sobre los apoyos.

Otra opción es realizar la aproximación con el camión de manera paralela al tanque a

reemplazar y con dos grúas posicionadas a los laterales de la batería de tanques, izar y

posicionar el recipiente en los soportes, esta última opción requiere grúas más pequeñas, pero

conlleva mayores riesgos operar con dos grúas a la vez.

Ruta 88

Ruta 19

Tanque a reemplazar

Montaje

135

Por lo antes expuesto se optó por verificar si hay disponible en Córdoba una grúa capaz

de realizar lo planteado en la primer opción, para ello se deben definir las distancias a las que

se deberá mover la carga. Debido a que la batería de tanques se encuentra en un terraplén

sobre-elevado respecto del resto del terreno de la planta, se debe tener en cuenta que el

camión no se puede colocar a menos de 1,2 m de los soportes. El camión con el tanque tiene

un ancho de 4 m, a esto se le debe sumar que las grúas tienen aproximadamente 5 m desde la

parte posterior hasta el centro de carga y se debe tener en cuenta el radio del tanque,

considerando todo esto la grúa debe soportar la carga a una altura de aproximadamente 12,5 m.

A fin de determinar cuánto se debe elevar el recipiente con respecto del nivel de suelo donde

se emplaza la grúa se debe sumar el alto del terraplén que es de 0,3 m, el alto de los soportes

de 2,5 m y como el recipiente estará soportado por sunchos de 12 m de componente oblicua, la

componente vertical es de 9 m totalizando casi 12 m.

Además de las distancias para la selección de la grúa se debe considerar el peso que se

necesita manipular. Considerando que el tanque pesa aproximadamente 37 Tn como se

calculó en el Capítulo VII y las silletas pesan 700 kg cada una, la carga a izar no llega a

39 Tn, por lo tanto para mantenernos del lado seguro y previendo el peso adicional debido a

eslingas y demás accesorios necesarios para el izaje consideraremos como carga neta a

manipular de 39 Tn.

Consultando los catálogos de las grúas disponibles en una empresa de Córdoba, se

obtuvo el gráfico de carga para una grúa Liebherr LTM 1160-1. Esta es la grúa más grande

disponible, que puede izar hasta un máximo de 160 Tn, pero para la configuración adoptada la

capacidad de izaje queda limitada 40,5 Tn como se observa en el gráfico de la Figura 9.3 y se

corrobora con la Tabla 9.1.

Cabe mencionar que en el gráfico de la Figura 9.3 ingresamos con las dos distancias

(horizontal = 12,5 m y vertical = 12 m), una vez alcanzado el punto de intersección se debe

trazar una línea vertical y donde intersecta a la curva inmediata superior se obtiene el valor.

Sin embargo con la tabla es más simple acceder a los datos necesarios ya que en la

primer columna se tiene los valores de desplazamiento horizontal, y las columnas siguientes

corresponden a las distintas elongaciones de la pluma, por lo que una vez localizada la

distancia horizontal se busca el valor de carga permitido, en este caso con la pluma sin

extender, es decir a 13,5 m sería suficiente para los requerimientos, sin embargo por

restricciones físicas la tabla muestra que se debe utilizar como mínimo con la pluma con la

primera elongación alcanzando los 18 m.

Es importante tener en cuenta que para poder maniobrar con la carga izada, con una

mayor seguridad y con precisión, se deberán emplear aparejos a cable.

Montaje

136

Figura 9.3: Gráfico de capacidad de carga en función a la distancia.

Tabla 9.1: Cargas admitidas según relación altura-desplazamiento

12 m

12,5 m

Montaje

137

9.5 Eslingas

Al seleccionar las eslingas con las cuales se levantará el tanque, adoptamos eslingas del

tipo amorfas de fibras sintéticas en configuración sin fin, debido a que se propone utilizarlas

sujetas directamente al gancho de la grúa. Se prevé que actuarán en un ángulo de 30°. Como

se ve en la Tabla 9.2 extraída del catálogo de la marca STOGUE el modelo AP20MAG-7 para

los 30° soporta 20 Tn y como se prevé colocar una pasando por detrás de cada silleta se podría

levantar 40 Tn. Considerando que la carga calculada en el Capítulo VII es menor a las 39 Tn,

se concluye que este modelo es adecuado. Las eslingas deben tener una longitud 25 m de

largo el lazo cerrado (50 metros desarrolladas).

Tabla 9.2: Capacidad de eslingas redondas de fibra sintética tipo Sin Fin

Modelo

Ancho

de carga

Peso por

metro útil Tipo de

Cobertura

Tiro

Vertical Lazo

Tiro

en U Forma de U [kg]

[mm] [kg] [kg] [kg] [kg] 60º 45º 30º

AP15MAG-7 95 3,3 Cinta 15000 12000 30000 25980 21210 15000

AP20MAG-7 115 4 Cinta 20000 16000 40000 34640 28280 20000

AP30MAG-7 130 6,5 Cinta 30000 24000 60000 51960 42420 30000

9.6 Preparación de la planta

Para poder realizar el montaje, primero se debe identificar si existen elementos en la

planta que interfieren al realizar dicha tarea. Entrando a la planta por la ruta provincial 88 (ver

Figura 9.2), el acceso hasta el área de trabajo está despejado.

Referido a la batería de tanques, cuentan con una plataforma de acceso a la zona

superior, que deberá ser retirada junto a su respectiva escalera de acceso, también se deberá

desconectar la red anti-incendios. Cabe destacar que esta red ha sido prevista para permitir la

realización labores de mantenimiento. Existen llaves de seccionamiento, que permiten cortar

el suministro y sacar de servicio solo el tramo destinado a cada tanque. De ese modo se dispone

del resto de los sistemas activos, tanto sobre los otros tanques como en las torretas hidrantes.

La planta cuenta con la posibilidad de vaciar toda la batería de tanques y derivar todo el

gas propano a las esferas de la parte posterior de la planta, lo que permite disminuir los

riesgos al realizar trabajos como los necesarios para la instalación del nuevo recipiente.

Montaje

138

Una vez vaciada la batería de tanques y retirada la red de incendio, se debe inertizar el

tanque a reemplazar, para luego desmontarlo. Debido a que pesa 35 Tn se puede emplear la

misma grúa y las eslingas que se utilizarán para el montaje del recipiente nuevo.

Una vez desmontado el tanque viejo, se deberá verificar el estado de las placas de

nivelación y la placa de deslizamiento que se encuentran en los soportes de hormigón, como

así también el estado general de la estructura. De estar todo apto, se procederá a engrasar las

placas mencionadas.

Luego de esto se puede montar el tanque nuevo según la disposición del camión y la

grúa ya mencionada, para posteriormente preceder a las tareas de conexión y montaje de los

accesorios y dispositivos de seguridad.

Luego se deben realizar los ensayos de estanqueidad y funcionamientos requeridos por las

regulaciones. Finalmente se deberá volver a montar el sistema de pasarelas y escalera para

acceso a la parte superior, y se realizará la verificación de los sistemas de seguridad, compro-

bando que se encuentran activos para poder poner en funcionamiento el recipiente y acoplarlo

a la instalación de la planta.

139

Capítulo X

Conclusiones

El presente Proyecto Integrador tuvo como objetivo el diseño y la verificación de un

recipiente a presión para almacenamiento de Gas Propano a nivel industrial, bajo el Código

ASME Sección VIII División 1 y las Normas NFPA 59 y NAG 112, respetando ciertos

parámetros para poder reemplazar los tanques ya existentes.

Para el desarrollo de este proyecto se utilizaron muchos conceptos de las asignaturas

que forman parte de la currícula de las carreras de Ingeniería Mecánica y Mecánica

Electricista.

Al relevar las instalaciones se observó que los tanques fueron construidos bajo el código

europeo AD Merkblätter, y al desarrollar el proyecto integrador utilizando el Código ASME

se observaron diferencias importantes.

Durante el desarrollo del proyecto se visualizó rápidamente las grandes diferencias entre

estos dos Códigos, fundamentalmente en cuanto a los espesores mínimos de las chapas de

acero bajo una misma condición de diseño. El mayor espesor requerido por el Código ASME

denota que el mismo es muy conservador. Esto queda demostrado porque los actuales tanques

que se prevé reemplazar siguen con su vida útil luego de varias reválidas, amparadas mediante

ensayos no destructivos, que mostraron poco deterioro de los mismos en sus 49 años de

funcionamiento.

Un aspecto tenido en cuenta durante el desarrollo de este trabajo fue verificar si se

podían reutilizar las construcciones civiles existentes destinadas a tanques diseñados bajo una

normativa diferente, condición que se cumple satisfactoriamente en el nuevo diseño.

La visita a la planta para relevar las instalaciones no solo fue muy importante para el

desarrollo del Proyecto, sino que también nos enriqueció en conocimientos. Además de ver la

instalación que aloja a los recipientes de presión, nos interiorizamos del funcionamiento

global de la misma: desde el poliducto con el que se alimenta, las maniobras necesarias para

la operación de los tanques, los dispositivos de medición y control con que cuentan, las

Conclusiones

140

estrictas Normas de Seguridad e Higiene que deben cumplir los operarios durante los

procesos, hasta las tareas de mantenimiento preventivo y predictivo.

La visita realizada a la fábrica de recipientes fue muy provechosa ya que nos permitió

tomar conciencia de la magnitud del proyecto y a su vez pudimos observar los procesos y

equipamientos que se utilizan actualmente para este tipo de fabricaciones. Sobre todo

obtuvimos información relevante en cuanto a los procesos de soldadura que son un aspecto

crítico en la construcción de recipientes a presión. Esa información se usó como guía para la

selección de los procesos que mejor se ajustan a las necesidades del presente trabajo.

Para realizar este proyecto fue fundamental interactuar con ingenieros en ejercicio con

vasta experiencia en el ámbito universitario como así también con profesionales relacionados

directamente con la industria de los hidrocarburos. Estas relaciones nos permitieron adquirir

los conocimientos necesarios para la resolución del problema técnico planteado, y además

crear relaciones interpersonales que nos ayudarán a desarrollar mejor el ejercicio de nuestra

futura profesión.

El dominio del idioma inglés fue de gran ayuda durante el desarrollo de este proyecto

integrador ya que el mayor volumen de información proviene de Normas y Códigos

internacionales en esa lengua.

También adquirimos una importante práctica en el manejo de Normas y Códigos

referidos al quehacer de la ingeniería mecánica, ya que al aplicar las mismas, frecuentemente

nos remitían a diversos apartados y a veces a otras Normas específicas para casos particulares.

A nivel personal, al finalizar este proyecto sentimos que los conocimientos obtenidos

durante la carrera son suficientes para afrontar problemas reales típicos del ejercicio de la

Ingeniería, y solucionarlos con un uso adecuado de las herramientas disponibles. Esta

experiencia enriquecedora nos brinda la confianza necesaria para afrontar los nuevos desafíos

que tendremos por delante en nuestra vida profesional.

141

Referencias

[1] Código ASME “Code For Pressure Vessels” sección II, VIII, IV división 1 – Edición

2010.

[2] Norma NFPA 59 ‘’Utility LP-Gas Plant Code’’– Edición 2004.

[3] Norma NAG12 ‘’Plantas de almacenamiento de Gases Licuados de Petróleo’’

– Año 1982.

[4] Eugene F. Megyesy – “Pressure Vessel Handbook” – 14ta Edición 2008.

[5] Servicio Meteorológico Nacional http://www.smn.gov.ar

[6] Norma CIRSOC 103 Reglamento Argentino para Construcciones Sismorresistentes

INTI – Edición 2013.

[7] Massa, Julio C. – Giró, Juan F. – Giudici, Alejandro “Compendio de Cálculo

Estructural” Departamento de Estructuras, F.C.E.F.yN. Universidad Nacional de

Córdoba – Año 2015.

[8] Dennis Moss – “Pressure Vessel Design Manual” – 3ra Edición 2004.

[9] Código ASME B16.5 Pipe Flanges and Flanged Fittings – Edición 2003.

[10] Shigley – “Diseño en Ingeniería Mecánica” – 8va Edición 2008.

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145

Anexos

147

Anexo I

149

Anexo II

151

Planos

proyecto integrador chiavassa - fernandez bernis.pdf (12.17mb)

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