curso_diseño_recipientes a presion_ asme viii

DISEÑO DE RECIPIENTES A PRESION

L. Oria R.P.I-CS-155-03

ÍNDICE

RECIPIENTES A PRESION CODIGO ASME CG-CONCEPTOS GENERALES (Pag-1-5) CG.1.-Recipientes bajo Presión Interior—CG.2.-Tipos de cargas—CG.3,-Tipo de Esfuerzos—CG.4.-Esfuerzo Máximo Admisible—CG.5,- Relación entre el Tipo de Carga y el esfuerzo máximo Admisible. JU-JUNTAS (Pag-6-33) JU.1.- Categoría de las Juntas—JU.2.-Tipo de Juntas—JU.3.- Limitaciones en las juntas—JU.4.-Tipos de Eficiencia—JU.5.- restricciones—JU.6.Radiografiado de las juntas—JU.7.- Eficiencia de las juntas PI-RECIPIENTES BAJO PRESION INTERNA (Pag 34-65) PI.1.- General—PI.2.-Tabla resumen Presión Interna—PI.2.1.- Tensión Circunferencial en envolventes Cilíndricas—PI.2.2.- Tensión longitudinal en Envolventes Cilíndricas—PT.3.-Formulas para Envolventes Cilíndricas— PI.4.- Envolventes Esféricas—PI.5.- Envolvente Cónica—PI.6.-Unión de una envolvente Cónica con una envolvente Cilíndrica—PI.6.1.- Unión ConoCilindro en el mayor diámetro—Ì.6.2.- Unión Cono-Cilindro en el menor diámetro—PI.6.3.-Ejemplo de unión Cono-Cilindro—PI.7.- Cabezas(Fondos) bajo Presión Interior—PI.7.1.Tipo de Cabezas(Fondos)—PI.7.2.Cabezas(Fondos) Elípticos—PI.7.2.1.- Calculo del espesor de cabezas elípticas—PI.7.3.- Cabezas(Fondos) Totisfericos.-PI.7.3.1.- Calculo del espesor de cabezas torisfericas—PI.7.4.- Cabezas(Fondos) Hemisfericos( semiesféricos)—PI.7.4.1.- Calculo del espesor de cabezas hemisféricas— PI.7.5.- Cabezas (Fondos) Cónicos—PI.7.5.1.- Calculo del espesor de cabezas cónicas para ángulo mayor de 60º PE-RECIPIENTES BAJO PRESION EXTERNA (Pag-66-120) PE.1.- Bases—PE.2.- Presión de Prueba—PE.3.-Envolventes Cilíndricas bajo Presión Externa—PE.3.1.- Calculo del espesor de envolventes cilíndricas bajo Presión Externa—PE.3.2.- Longitud equivalente de una envolvente cilíndrica a Presión Externa—PE.3.3.- Calculo del espesor de una Envolvente Cilíndrica bajo Presión Externa—PE.3.4.- Ejemplo del calculo del espesor en una envolvente cilíndrica a Presión Externa—PE.4.- Diseño y calculo de aros de Refuerzo en Envolventes Cilíndricas—PE.5.- Colocación de los Aros de Refuerzo—PE.6.- Tipo de Aros de Refuerzo—PE.7.- Ejemplo del calculo de los aros de refuerzo—PE.8.-Calculo del espesor en una Esfera a Presión Exterior—PE.9.- Calculo del, espesor en Cabezas Elípticas, a Presión Externa—PE.10.- Calculo del, espesor en Cabezas Torisfericas a Presión Externa—PE.11.-Calculo del espesor en Cabezas Cónicas a Presión Externa—PE.12.- Ejemplo del Calculo de una Cabeza Elíptica.-PE.13.- Unión de un Cono-Cilindro bajo Presión Externa—PE.14.- Ejemplo del calculo de la unión de un cono-cilindro bajo Presión Externa—È.15.- Gráficos para cálculos a Presión Externa. TP- TAPAS Y CABEZAS PLANAS SIN RIGIDIZAR (Pag-121-131)

AC-ACCIONES COMBINADAS (Pag 132-150) AC.1.-General—AC.2.-Acciones Combinadas bajo Presión Interna—AC.3.Acciones Combinadas bajo Presión Externa—AC.4.-Esfuerzos de Viento— AC.5.-Vibraciones Naturales—AC.6.- Esfuerzos por Sismo—AC.7.-Análisis de la Combinación de Esfuerzos ( Presión, Peso, Viento o Sismo).-.AC.8.Determinación de la Máxima tensión de Compresión—AC.9.- Ejemplo de Calculo d un deposito bajo las Acciones Combinadas. CR-CONEXIONES A RECIPIENTES (Pag 151-204) CR.1.- Aberturas en Recipientes bajo Presión Interna— CR.2.-Esquema para el Calcuño de las aberturas sin y con refuerzo-- CR.3.-Refuerzos requeridos en las aberturas—CR.4.-Aberturas sin y con refuerzo——CR.5.Conexiones Soldadas—CR.6.- Requerimientos mínimos en las Conexiones Soldadas—CR.7.-Aberturas en Recipientes bajo Presión Externa--CR.8.Refuerzo requerido en las aberturas en cabezas planas—CR.9.-Limites del refuerzo en las conexiones a envolventes y cabezas—CR.10.-Resistencia de las uniones soldadas en las conexiones.-CR.11.-Refuerzo de aberturas Múltiples—CR.12.- Calculo de aberturas Simples—CR.13 (Ejemplo-1) Conexión con Presión Interior y exterior de una boca de hombre de 20 pulgadas de diámetro a una envolvente cilíndrica—CR.14.-(Ejemplo2)Conexión de una Tubería de 50 pulgadas de diámetro a una envolvente cilíndrica.- CR.15.-(Ejemplo-3) Dimensiones de las soldadura, refuerzo necesario y resistencia en las soldaduras dela conexión de una tubería a una envolvente.

BR-BRIDAS (Pag.205-251) BR.1.-General—BR.2.-Tipos de brida -- BR.3.-Procedimiento para el diseño de bridas—BR.4.-Fuerzas sobr e las bridas—BR.5.-Brazo de las Fuerzas bajo Presión Interna—BR.6.- Momentos en las bridas bajo Presión Interna— BR.7.-Tensiones en las bridas bajo presión Interior—BR.8.-Tensiones admisibles—BR.9.-Cabezas unidas mediante perno(embridadas)—BR.10.Bridas sometidas presión exterior—BR.11.-Juntas para bridas—BR.12.Características de las juntas--BR.13.-Ancho requerido en las juntas para bridas—BR.14.- Estrategia a seguir para el diseño de una brida--BR.15.Bridas de Anillo—BR.16.-Calculo del espesor de bridas ciegas y tapas circulares empernadas—BR.17.-Tipo de Tapas- BR.18.- Ejemplos de calculo de una bridad de anillo—BR.19.-Ejemplo de cálculo de una brida integral WN—BR.20.-Ejemplo de calculo de la tapa del fondo del distribuidor en un intercambiador—BR.21.-Ejemplo del calculo en la brida de anillo de una cabeza flotante—BR.22.-Calculo de una cabeza flotante—BR.23.-Tabla de pernos—BR.24.- Graficas para el calculo de bridas—BR.25.- Tabla de constantes de bridas—BR.26.-Datos de bridas de 150 y 300#-ANX- ANEXOS Anx.1.-Tabla de Módulos de Elasticidad—ANX.2.-Datos sobre pernos— ANX.3.-Datos sobre tubos—ANX.4.-Datos sobre bridas—ANX.5.-Tensiones admisibles en los Aceros al Carbono—ANX.6.-Tensiones admisibles en Aceros Aleados—ANX.7.-Ratings de bridas

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IN-INTRODUCCION AL CODIGO ASME IN.1.-APLICACIÓN DE LA SECCIÓN VIII DIVISIÓN I La Sección VIII Div I contiene los requerimientos para el diseño, construcción e inspección para una gran variedad de recipientes sometidos a presión interna o externa. Las siguientes clases de recipientes no son cubiertas por esta Sección VIII 1.-Calderas calentadas por procesos tubulares 2.- Contenedores a presión con mecanismos giratorios, como bombas, compresores, turbinas etc. 3.-Componentes de sistemas de Tubería como pernos, válvulas, juntas etc. 4.- Recipientes con dimensiones de Diámetro Interior (D.I), altura y anchura menores a 6 pulgadas =152,4mm,pero sin limite para la longitud o para presión. ( 1 pulgada(inch) =25,4mm). 5- Recipientes ocupados por seres humanos. Esta División se aplica solo a recipientes psi=210,97 Kg/cm2= 20,675 Mpa.Ver U-1(d)

cuya presión de diseño sea inferior a 3000

IN.2.-ORGANIZACIÓN DE LA SECCIÓN VIII DIVISIÓN I Subseccion A Parte UG Suministra los requerimientos generales aplicables para el diseño de todos los recipientes a presión, materiales, fabricación, exámenes y pruebas. Subsección B Contiene las reglas en las que se basan los métodos de fabricación. Parte UW- Contiene los requerimientos para la fabricación de los recipientes con soldadura. Subsección C Contiene los requerimientos para los materiales de construcción Parte UCS-Requerimientos para la construcción de recipientes con materiales de Acero al Carbono (A.C) y aceros de bajo aleado. Parte UNF- Requerimientos para la construcción de recipientes con materiales no férreos. Parte UHA- Requerimientos para la construcción de recipientes con materiales de aceros de alta aleación (tipo inoxidable)

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.Apéndices (Obligatoros / No obligatorios) Entre los apéndice mas usados están: Obligatotorios Apéndice 1- Suplemento y ejemplos de las formulas que se utilizan para el diseño de los recipientes. Apéndice 2- Reglas para el diseño de bridas con pernos y de los tipos de juntas para las bridas. Apéndice 9.-Diseño de recipientes Encamisados Apéndice 13-Diseño de recipientes de sección transversal no circular No Obligatorios Apéndice L-Ejemplos de calculo de recipientes con combinación de cargas

IN.3.-TERMINOLOGIA Presión de Operación Es la presión con que es requerida en el proceso y con la que el recipiente normalmente opera

Presión de Diseño La usada en el diseño del recipiente. Es superior a la presión de operación bien en un 10% o en 15 psi=1,053Kg/cm2. También se debe en considerar la presión de columna de fluido liquido junto a la presión del gas o vapor. Se toma el valor mayor de estas dos cantidades. Máxima Presión de Trabajo Admisible (MAWP) La máxima Presión de trabajo Admisible será la que figure estampada en la placa del recipiente. Es la presión a que esta sometida el elemento más débil del recipiente correspondiente al esfuerzo máximo admisible en las condiciones de operación.. Máxima Temperatura de Diseño La máxima temperatura usada en el diseño no será menor que la mayor temperatura esperada en el metal del total espesor del recipiente durante la operación Mínima Temperatura de Diseño de Metal La menor temperatura esperada en el metal durante el servicio, usada para la determinación de los testigos de impacto que es requerida por consideraciones de las fracturas quebradizas.

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3 Esfuerzo de Membrana La componente del Esfuerzo Normal que esta distribuida uniformemente y es igual al valor medio del Esfuerzo que obra transversalmente al espesor de la sección bajo consideración. Esfuerzo Primario Esfuerzo Normal o esfuerzo Cortante que se genera por la carga impuesta que es necesaria, para cumplir con las leyes simples de equilibrio de fuerzas externas e internas y los momentos. La característica básica de un esfuerzo primario es que el es auto limitante Los esfuerzos que sobrepasan considerablemente la resistencia de cedencia provocaran colapso o por lo menos una gran distorsión. El esfuerzo Primario de Membrana se divide en categorías “local” y “general”. Un Esfuerzo Primario General de Membrana es uno que está distribuido de tal manera en la estructura que no hay redistribución alguna de carga como resultado de la cedencia. Algunos de ejemplos de Esfuerzos Primarios son. Esfuerzos generales de Membrana en un casco esférico o cilíndrico debidos a la presión interna o a la distribución de las cargas vivas; producen esfuerzo de flexión en la parte central de una cabeza plana debido a la presión Esfuerzo Residual Esfuerzo que queda en una estructura o miembro como resultado de tratamiento térmico o mecánico o de ambos. Esfuerzo Secundario Esfuerzo Normal o Cortante generado por la restricción de partes contiguas o por la auto constricción de una estructura. La característica básica de un Esfuerzo Secundario es que es auto limitante. La cedencia local y las distorsiones menores pueden cumplir las condiciones que hacen que haya esfuerzo y no se espera la falla debida a la aplicación del esfuerzo. Ejemplos de esfuerzos secundarios: Esfuerzo general Térmico; Esfuerzo de Flexión en una discontinuidad estructural notable. EQUIVALENCIAS 1.-Longitud 1 pulgada (inch)=25,4mm. 1 pie(ft)= 12 inch=304,8mm. 1 metrro =3,28 pies (ft). 1mm=0,03937 “(inch) 1 pie(ft) =0,3048 m 2.-Fuerza 1Kp =2,2026 libras (lb) 1 lb = 0,454 Kp 3.-Presion 1kp/cm2= 1 atm =14,21 psi ( lb/inch2) =100.000(N/m2)= 0,1 N/mm2= 1 Bar 1 psi = 0,07037 Kp/cm2 =7037 Pa = 7,037x10-6N/mm2 = 7037 Ba

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4 PG- PARTE GENERAL PG.1.-RECIPIENTES BAJO PRESION Los recipientes a presión están sujetos a diversas cargas, que causan esfuerzos en las diferentes partes del recipiente. El tipo e intensidad de los esfuerzos es función del tipo de las cargas, de la forma del recipiente y de su construcción. PG.2.-TIPOS DE CARGAS Las cargas pueden ser debidas a: 1.-Presión interna o externa. 2.- Peso del recipiente y su contenido. 3.Reaccíones estáticas del equipo auxiliar, tubería, revestimiento, aislamiento, piezas internas, apoyos. 4.- Reacciones cíclicas y dinámicas debidas a la presión o a las variaciones térmicas. 5.- Presión del viento y fuerzas sísmicas. 6.- Reacciones por impacto debido a choque hidráulico. 7.- Gradientes de temperatura y expansión térmica diferencial. PG.3.-TIPO DE ESFUERZOS 1.- Esfuerzo circunferencial y longitudinal a la tracción 2.- Esfuerzo longitudinal a la Compresión 3.1-Esfuerzo primario general inducido por cualquier combinación de cargas. 3.2-Esfuerzo primario de membrana más esfuerzo primario de flexión inducido por combinación de cargas 4.- Esfuerzo primario general de membrana inducido por la combinación de sismo o de la presión del viento con otras cargas.

PG.4.-ESFUERZO MÁXIMO ADMISIBLE Sa Es el valor menor de Sa o el valor del factor B determinado por la norma UG-23 (b) (2), siendo el valor Sa, el valor que hay en las tablas de materiales, que es el valor máximo admisibles a tracción para el Acero al Carbono (AC) y de bajo contenido de elementos aleados, encontrándose este valor en las tablas UCS-23, y para acero con alto contenido en aleación (tipo inoxidables) en las tablas UHA-23. En esta tabla el valor de Sa viene dado en psi (Libras/pulgada2 ).

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5 PG.5.-RELACION ENTRE EL TIPO DE CARGA Y EL ESFUERZO MÁXIMO ADMISIBLE Sa TIPO DE ESFUERZOS (Tipo-1) Esfuerzo de tracción (Tipo-2) Esfuerzo longitudinal de Compresión (Tipo-3.1) Esfuerzo primario general de membrana al queesta sometido por combinación de cargas. (Tipo-3.2) Esfuerzo primario de membrana mas el esfuerzo primario de flexión inducido por combinación de cargas (Tipo-4) Esfuerzo primario general de membrana debido a la combinación por sismo o de la presión del viento conotras cargas

ESFUERZO MÁXIMO ADMISIBLE Sa El menor de Sa o del valor del factor B calculado por el procedimiento dado por la norma UG-23(b)(2) Sa

1,5Sa

1,2 veces por el valor permitido en l, 2, 3.2 siempre que la temperatura del metal sea inferior a 700ºF = 371,11ºC para el Acero al Carbono y el de baja aleación. Para el Acero en Alta Aleaciónla temperatura inferior a 800ºF =426,67ºC

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JU-JUNTAS JU.1.-SERVICIO Y RESTRICCIONES UW-2 (a).-Cuando los recipientes contienen líquidos o gases, tóxicos o peligrosos, en todas las juntas soldadas a tope el radiografiado será total, excepto lo previsto en UW-2(a)(2), UW-2(a)(3) y UW-11(a)(4) (1). Las categorías de la juntas ,”A”,”B”,”C” y “D” son definidos en UW-3 (a).- Excepto los previsto en (a)(2) y (a)(3) todas las Juntas de Categoría “A” serán del Tipo-Nº-1de la Tabla UW-12 (b).- Todas las Juntas de Categoría “B” y “C” Tabla UW-12

serán del Tipo-Nº-1 o del Tipo Nº-2 de la

(c).- Las Juntas de Categoría “C” para juntas de solape en los cierres de los finales serán como sigue: ( c)(1)-El acabado en el cierre de las partes finales estaran unidas a las adyacentes por juntas de los Tipo Nº-1 o Tipo Nº-2 de la tabla UW-12 El acabado en el cierre de los finales también puede ser forjado o bién hecho con una chapa mecanizada de materilal (Fig UW-13(g) (2)- Las juntas de solape en los cierres las partes finales serán fabricadas como sigue: (a )- La soldadura se hara en dos etapas ) Fig- UW-13.5 (b)- Antes de hacer la soldadura Nº-2 la soldadura Nº-1 es examinada con un de acuerdo con UW-51 radiografiado total, independientemente de la dimensión.La soldadura y la fusión entre la soldadura montada en el cuello es examinada con ultrasonidos de acuerdo al apéndice-12 (c)- la soldadura tipo Nº-2 es examinada con radiografiado total de acuerdo con UW-51 (3)- Los requerimuientos dimensionales en el acabado del cierreen de los finales puede ser conforme ASME B.16.9 o puede ser hecho a dimensiones no standard, siempre que todos los requerimientos sean los suministrados por esta División VIII. ( d)- Todas las juntas de Categoría D serán soldadas con penetracióntotal extendiéndose a traves de todo el espesor de la pared del recipiente o de la pared de la conexión. (2).- El examen radiográfico de las costuras de soldadura en los tubos de intercambiadores o tuberias, con un meterial especificado que es permitido en esta División, cuando las soldaduras son a tope sin la adición de material de relleno pueden ser aceptadas con tal que el tubo este totalmente encerrado dentro de la envolvente del recipiente cuando reune los requerimientos de de UW-2(a). En el el caso de un intercambiador, los lados de la envolvente y el “Channel”pueden ser construidos con las reglas para recipientes “letales”.

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JU.1.-SERVICIO Y RESTRICCIONES UW-2 (3).- Sí solo un lado de un intercambiador de calor contiene una substancia letal, el otro lado no requiere ser fabricado según las reglas para recipientes en servicio con sustancias letales si: (a).- Los tubos del intercambiador son sin soldadura (b).-Los tubos del intercambiador, son conformes a lostubos especificados en esta división con soldadura a tope sin la adición de metal de relleno, en lugar de un radiografiado total se realizan todas las pruebas de examen no destructivos. (1)- Prueba hidrostatica de acuerdo a la correspondiente especificación (2)- prueba neumática con agua de cuerdo con la aplicable especificación para el material, o si no de acuedo con la especificación SA-688 (3)-Examen ultrasonico o eléctrico no destructivo de suficiente sensibilidad para detectar la calibración de la superficie para determinar en cualquier dirección la exintecia de muesca, de acuerdo con SA-557,S1 o S2 No permite la mejora de la eficiencia en juntas longitudinales por causa de las adicionales pruebas no destructivas (b).- Cuando los recipientes operan por debajo de –20ºF y la prueba de impacto se requiere del material o del metal de aporte en la soldadura, las diferentes Categorías de juntas (UW-3) serán: (b)(1).-Todas las juntas de Categoría “A” serán del Tipo Nº-1 de la Tabla UW-12, excepto las del material de acero Tipo-304 Austenitico inoxidable Cromo-Niquel, que serán del Tipo Nº-2 (b)(2).- Todas las juntas de Categoría “B” serán del Tipo Nº-1 o del Tipo Nº-2 de la Tabla UW-12 (b)(3).-Todas las juntas de Categoría “C” serán soldaduras de penetración total, extendiéndose a través de la sección entera de la junta (b)(4).- Todas las juntas de Categoría “D” serán soldaduras de penetración total, extendiéndose a través del espesor total de la pared del recipiente o de la pared de la boquilla. ( c).- Las calderas con presión de diseño superior a 50 psi( 345Kpa) tendrán todas las juntas de Categoría “A” Tipo Nº-1 de la Tabla UW-12. Las juntas de Categoría “B” serán de los Tipos Nº-1 o Nº-2 según la Tabla UW-12.Todas las juntas soldadas a tope para radiografiado total, excepto las previstas en la regla UW-111(a)(4) Cuando son fabricadas de Acero al carbono de baja aleación, cada recipiente después de soldado tratamiento térmico.( Ver U-1(g), UG-16(b ) y UG-125(b)

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JU.1.-SERVICIO Y RESTRICCIONES UW-2 (d).- Los recipientes o partes a presión, sujetos a fuego directo ( Ver U-1(h)) pueden ser construidos de acuerdo con todas las reglas aplicables de esta Divisióny debran cumplir con los requerimientos siguientes : (d)(1).- Todas las juntas de Categoría “A” serán del Tipo Nº-1.Todas las juntas de Categoría “B” , cuando el espesor excede de 5/8” ( 16 mm ) serán del Tipo Nº-1 o Tipo Nº-2 .Las juntas soldadas del Tipo Nº-3 de la tabla UW-12 no son permitidas, en cualquiera de las Categorías A y B para cualquier espesor. ( d)(2)- Cuando el espesor de la junta soldada excede de 5/8” (16 mm ) para Acero al Carbono, y para todos los espesores en aceros de baja aleación ,el tratamiento térmico es requerido después de la soldadura. Para todos los otros materiales y cualquier otro espesor, el requerimiento de postratamiento térmico después de la soldadura será conforme con la aplicable Subsección de esta División ( Ver U-1(g), UG-16(b) y UCS-56)

JU.2.- CATEGORÍA DE LAS JUNTAS UW-3 La Categoría define la localización de la junta de soldadura en el recipiente, pero no el tipo de junta. Las Categorías son usadas en el Código en especificación de requerimientos especiales en cuanto al tipo de juntas y al grado de inspección de ciertas juntas soldadas. Las juntas incluidas en cada Categoría son designadas como juntas de las Categorías A, B, C y D las cuales se definen a continuación. Las juntas designadas por las mismas letras están sujetas a las mismas condiciones y tiene los mismos requisitos, siendo estos los relacionados con el tipo de material, el servicio, el espesor y todas las condiciones de diseño. Juntas de Categoría A.Juntas soldadas longitudinales existentes en la envolvente principal Son las de comunicación de cámaras, transición de diámetros o boquillas; cualquier junta existente en una esfera ,existente en cabezas de forma plana o existentes en las chapas laterales de un recipiente de lados planos; las de juntas soldadas circunferenciales conectando cabezas hemisféricas a las envolventes principales, en transición de diámetros, a boquillas o comunicación de cámaras.

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9 JU.2.- CATEGORÍA DE LAS JUNTAS UW-3 Juntas de Categoría B.Juntas soldadas circunferencialmente existentes en la envolvente principal Son las de comunicación entre cámaras, boquillas, o en transición de diámetro incluyendo las juntas en la transición del cilindro a otro mayor o menor que él en un extremo; juntas soldadas circunferencialmente conectando cabezas diferentes a hemisféricas a envolventes principales, en transición de diámetros, a boquillas o cámaras en comunicación. Juntas de Categoría C.Juntas soldadas conectando bridas, solapes Van Stone, hojas de tubos o conectando cabezas planas a envolvente principal Son las de en la transición de diámetros, en comunicación entre cámaras y cualquier junta soldada conectando un lado de una chapa al otro lado de la chapa de un recipiente de paredes planas. Juntas de Categoría D.Juntas soldadas conectando comunicación entre cámaras o boquillas a envolventes principales a esferas, en diámetros de transición, a cabezas o a recipientes de lados planos, y las juntas que conectan boquillas a cámaras comunicadas. En la figura siguiente se ven las categorías de juntas

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10 JU.3.-DISEÑO DE JUNTAS SOLDADAS UW-9 ( a)-Tipos Permisibles Los tipos de juntas soldadas permitidas en los procesos de soldadura al arco y gas son los listados en la Tabla UW-12,juntamente con las limitaciones del espesor de chapa permitido en cada tipo. El tipo de junta soldada a tope solo es permitido con proceso a presión. (b)-Ranuras de soldadura Las dimensiones y formas de los bordes en la unión serán las que permitan una completa fusión y penetración. La calificación del procedimiento de soldadura, que es requerido en UW-28, es aceptable como pruba de que la ranura de soldadura es satisfactoria. ( c) Transiciones cónicas Una transición cónica tendrá una descentramiento de las superficies realizada para que la unión entre espesor de la sección mas delgada, menor valor.

longitud no menor que tres (3) veces la distancia entre el adyacentes en la sección de empalme (Fig-UW-9) y será las secciones que difieren en grosor, en mas de ¼ del o en mas de 1/8 de pugada (3 mm), cualquiera que sea el

Fig-UW-9 La transición puede ser formada por cualquier proceso que suministre un ahusamiento uniforme. Cuando la transición se forma quitando material desde la sección gruesa, el mínimo espesor de la sección después de haber quitado el material, no será menor que el requerido en UG-23( c) Cuando la transición se forma por adición de metal soldado mas allá del borde de la soldadura, el metal aumentado con la adición de soldadura estará sujeto a las restricciones de UW-42. La junta de soldadura a tope puede ser partida o entera en la sección cónica o en la adyacente a esta.. Esto también aplica cuando es una reducción en el espesor en una envolvente esférica o envolvente cilíndrica para unirse a un cono , mediante una junta de Categoría A. Las previsiones para secciones cónicas (tapers) para unir cabezas aenvolventes principales, mediante juntas circunferenciales soldadas, están contenidas en UW-13.

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11 JU.3.-DISEÑO DE JUNTAS SOLDADA UW-9 ( d ) –Excepto cuando las juntas longitudinales son radiografiadas 4 in ( 100 mm) en cada lado de la intersección con una soldadura circunferencial, en recipientes con soldaduras en dos o más direcciones tendran los centros de las juntas de soldadura longitudinal distntes de otras adyacentes a una distancia de al menos 5 veces el espesor de la chapa más gruesa. ( e)- Juntas solapadas- Para juntas de solape , la superficie sobre solapada será no menor que cuatro (4) veces el espesor de la chapa interior excepto que sea suministrado por la cabeza. ( f)- Juntas soldadas sujetas a tensión de flexión-Excepto cuando en otros párrafos se especifiquen los detalles que son permitidos, filetes de soldadura serán añadidos cuando sea necesario reducir la concentración de esfuerzos. Enas esquinas de las juntas, solo con filetes de soldadura, no serán usada a menos que la chapas que forman la esquina sean apropiadamente soportadas independientemente de cada soldadura ( Ver UW-18). (g)-Mínimas dimensiones soldadas- La dimensión del filete y la penetración parcial en la soldadura será tomada dentro de considerar las condiciones de carga que da UG-22, pero no menor que la mínima dimensión especificada en esta División. Los recipientes a presión y las partes de recipientes a presión serán tratadas térmicamente después de la soldadura como se prescribe en UW-40 cuando el tratamiento térmico postsoldadura sea requerido.

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JU.4.-RADIOGRAFIADO DE LAS JUNTAS UW-11 (a) Radiografiado Total.- Las siguientes juntas soldadas serán examinadas con radiografía en toda su longitud (1).-Todas las soldaduras a tope en envolventes y cabezas de recipientes conteniendo sustancias letales (Ver UW-2(a)) (2).-Todas las soldaduras a tope en envolventes y cabezas de recipientes en que el menor espesor nominal de la soldadura de la junta excede a 1,5 in ( 38 mm), o excede al menor espesor prescrito en UCS-57, UNF-57, UHA-33, UCL-35 o UCL-36 para los materiales dados en ellos o en cualquier caso prescrito en UHT-57,ULW-51,ULW-52(d); ULW-54 o ULT-57; excepto que es requerido por UHT-57(a).Las juntas soldadas a tope en las Categorías B y C en boquillas (nozzles) y cámaras de comunicación que no excedan de NPS 10( DN 250 mm) y no sea el espesor de la pared superior 1 1/8 in (29 mm) no requieren algún examen radiográfico (3).-Todas las soldaduras a tope en envolventes y cabezas de calderas de vapor sin fuego directo teniendo una presión de diseño superior a 50 psi (Lbs / pulgada 2 ) (Ver UW-2(c)) (4).-Todas las soldaduras a tope en boquillas (nozzles) , cámaras de comunicación etc. uniendo secciones de recipientes o cabezas que requieran ser radiografiadas totalmente bajo los puntos (1) o (3) de este apartado (a). La excepción es lo requerido UHT-57(a). Las juntas de Categoría “B” y “C” con soldadura a tope en boquillas y pasos cámaras menores que no sean mayores de l0 NPS ( DN 250) y un espesor en la pared menor que 1 1/8 in ( 29 mm) no requieren examen radiográfico. (5).- Todas las juntas de Categoría “A” y “D” conectando secciones de recipientes y cabezas cuando el diseño de la junata o parte esta basado en una eficiencia de junta permitida por UW12(a) en cuyo caso: (5)(a).- Todas las juntas de categorías “A” y “B” soldadas a tope, conectando secciones de recipientes o cabezas serán de Tipo Nº-1 o Tipo Nº-2 de la Tabla UW-12 (5)(b).- Todas las juntas de categorías “B” y “C” soldadas a tope ( no incluyendo las juntas de Categoría “B” y “C” con soldadura a tope en boquillas y pasos cámaras requerido en el punto (2) anterior), en el caso de cortar la soldadura a tope Categoría A en la sección de un recipiente o cabeza o conectando secciones del recipiente o cabeza sin soldadura ,como mínimo, debe satisfacer los requerimientos para un radiografiado Spot de acuerdo con UW52.El radiografiado Spot requerido por este párrafo no será usado para satisfacer las reglas del radiografiado Spot que se aplican en cualquier incremento de soldadura (6)-Todas las juntas a tope por soldadura de electro gas con una simple pasada mayor que 1 ½ in (38 mm) y todas las juntas a tope por soldadura de electro gas. (7)- El examen ultrasónico por UW-53 puede ser sustituido por radiografiado para la costura en el final cerrado de un recipiente a presión si la construcción del recipiente no procede permitir interpretar el radiografiado de acuerdo con los requerimientos del Código. La ausencia apropiados equipamientos de radiografiado no será justificación para la sustitución . (8)-Excepción para examen radiográfico para ciertas soldaduras en boquillas (nozzles) y cámaras de comunicación descritas en los puntos (2), (4) y (5) anteriores

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13 JU.4.-RADIOGRAFIADO DE LAS JUNTAS UW-11 (b) Radiografiado Spot Excepto lo requerido en los párrafos anteriores ( a)(5)(b) las juntas soldadas a tope hechas de acuerdo con los Tipo Nº-1 o Tipo Nº-2 de la Tabla UW-12 que no requieren radiografiado total por el apartado (a), pueden ser examinadas por radiografiado Spot de acuerdo con UW-52. Si el radiografiado Spot es especificado para todo el recipiente el radiografiado spot no es requerido para las Categorías “B” y “C” en soldaduras a tope en boquillas y pasos a cámaras menores que no sean mayores de NPS 10(DN 250) diámetro nominal y un espesor en la pared menor que 1 1/8 in ( 38 mm) (c) No Radiografiado Excepto por lo requerido en (a), no se requiere examen radiográfico de las juntas soldadas cuando el recipiente o partes del recipiente son diseñadas solamente para presión externa, o cuando el diseño del recipiente cumple con UW-12(c) (d)-Soldaduras con electro gas en materiales ferríticos con una simple pasada mayor que 1 ½ in (38 mm) y soldaduras con electroslag en materiales ferriticos serán examinadas con ultrasonidos a traves de toda la longitud de acuerdo con los requerimientos del Apéndice-12. Este examen ultrasónico será hecho después del gran refino ( austenización) o después de la soldadura con tratamiento termico. (e)- En adición a los requerimientos dado en los puntos (a) y (b), todas las soldaduras hechas con el proceso de la curva del electrón serán examinados con ultrasonidos para toda su entera longitud de acuerdo con los requerimientos del Apéndice-12. (f) –Cuando el radiografiado es requerido para una junta soldada de acuerdo con los puntos (a) y (b), y la soldadura es hecha por inercia en los procesos continuos de soldadura, las juntas soldadas también serán examinadas con ultrasonidos en su entera longitud de acuerdo con el Apéndice-12. (g)- Para examen radiográfico y de ultrasonidos de soldaduras a tope, la definición de nominal espesor en la junta soldad bajo las consideraciones será el espesor nominal de la más delgada de las dos (2) partes a unir.

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14 JU.5.- EFICIENCIA DE LAS JUNTASUW-12 En la tabla UW-12 se dan las eficiencias E de las distintas juntas para ser usadas en las formulas en el Código ASME para juntas realizadas en procesos de soldadura al arco o al gas. Excepto lo requerido por UW-11(a)(5) la eficiencia de la junta depende solo del tipo de junta y del grado de examen de la misma y no depende del grado de examen de cualquier otra junta. (a).-El valor de E no mayor que el dado en la columna (a) de la Tabla UW-12, será usado en el diseño de los cálculos para radiografiado total de juntas soldadas a tope(Ver UW-11(a)) excepto cuando los requerimientos de UW-11(a)(5)no son necesarios, entonces el valor usado de E no sera mayor del valor dado en la columna (b) de la Tabla UW-12 (b).- El valor de E no sera mayor que el dado en la columna (b) de la Tabla UW-12, será usado en los cálculos de los recipientes o partes de recipientes diseñados con juntas soldadas a tope, que son radiografiadas a Spot, de acuerdo con los requerimientos de UW-11(b), (c).-El valor de E no mayor que el dado en la columna (c ) de la Tabla UW-12 para las juntas soldadas será usado en los cálculos de recipientes diseñados sin radiografiado total ni examen radiográfico Spot, ver UW-11(c )

(d).- Las secciones de recipientes y las cabezas sin soldadura serán consideradas equivalentes a las partes soldadas de la misma geometría con todas las soldaduras de Categoría “A” son de Tipo N. º-1, Para el calculo de la Tensión Circunferencial o para él calculo del espesor de las secciones de recipientes y de cabezas sin soldadura el valor de E=1,00 es apropiado cuando los requerimnientos de radiografiado Spot por UW-11(a)(5)(b) son apropiados El valor de E=0,85 cuando un radiografiado Spot no es el apropiado por UW-11(a)(5)(b), o cuando soldaduras de las Categorías “A” o “B” conectando secciones de recipientes o cabezas sin soldadura son de los tipos Nª-3, 4, 5 o 6 de la Tabla UW-12 (e )- Los tubos con o sin soldadura y tubing roscado, los valores de la esfuerzo admisible a tracción en las tablas de esfuerzos toman estos valores como resultado de la soldadura y de aplicar los requerimientos de UW-12 ( d) (f).-Un valor de E no mayor de 0,80 puede ser utilizado para las juntas completadas con cualquiera de los procesos de soldadura dados en UW-27(b), excepto en los procesos de soldadura por resistencia eléctrica, con tal que el proceso de soldadura usado este permitido para el material existente en la soldadura

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JU.5.- EFICIENCIA DE LAS JUNTASUW-12 Resumen de la Eficiencia de las Juntas dadao en laTabla UW-12 a) El valor de E=1,0 dado en la columna 1 de la Tabla UW-12 es para radiografiado total de juntas, excepto si los requerimientos de UW-11( a) (5) no son apropiados, E adopta el valor de la columna 2 de la Tabla UW-12. b) Cuando el valor de E=1,0 es usado en el diseño de cualquier sección o cabeza de un recipiente ( Juntas de Categoría A) que han de conectarse con soldaduras a tope de las Categorías B o C, las soldaduras a tope de Categoría B o C deben de ser radiografiadas a spot como mínimo ( ver UW-11( a)(5)(b) y UW-12(d))

c) Las secciones o cabezas de recipientes sin soldadura deben de ser consideradas equivalentes a las partes de una soldadura de la misma geometría en que toda soldadura de Categoría A es de Tipo 1 (ver UW-12 (d)) Para calcular de la Tensión circunferencial en secciones o cabezas de recipientes sin d) soldadura o para el espesor de cabezas sin soldadura, el valor de E=1,0 con requerimientos de radiografiado spot de UW-11(a)(5)(b) son los esperados. Cuando los requerimientos de UW11(a)(5)(b) no son los esperados el valor de E=0,85

e)

Para tensión de Compresión en la envolvente el valor de E=1,0

f) Para el calculo de los refuerzos en las conexiones de tubuladuras (boquillas) el valor de E=1,0 en el calculo del espesor de la envolvente o de las cabezas, a menos que la conexión de la boquilla se haga atravesando una junta soldada

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17 JU.5.-EFICIENCI EN LAS JUNTAS SOLDADAS (LIMITACIONES) UW-12 Tipo de Limitaciones UW-12 Juntas Máxima Eficiencia Admisible de Junta, para Juntas Soldadas por Arco y Gas Tipo-1 Ninguna Tipo-2 Ninguna (Excepto soldadura a tope con placa de respaldo desplazada, solo para uniones Circunferenciales) Tipo-3 Solo para uniones Circunferenciales, De no más de 5/8 pulgadas de espesor y no más de 24 pulgadas de diámetro Tipo-4 Uniones Longitudinales De no más de 3/8 de pulgada de espesor: Uniones Circunferenciales De no más de 5/8 de pulgada de espesor Tipo-5 a)Uniones Circunferenciales para juntas de Cabezas, de no más de 24 pulgadas de diámetro exterior, unidas a cascos de no más de ½ pulgada de espesor b) Uniones Circunferenciales para juntas de Cascos a Cascos De no más de 5/8 de pulgada de espesor nominal, cuando la distancia del centro de la soldadura de tapón a la orilla de la placa no sea menor de 1,5 veces el diámetro del orificio del tapón Tipo-6 a)Para unión de Cabezas Convexas hacia la Presión, a Cascos, De no más de 5/8 de pulgada de espesor requerido, solo aplicando soldadura de filete en el interior del casco b)Para la unión de Cabezas con la Presión en cualquiera de sus lados unidas a Cascos De no más de 24 pulgadas de diámetro interior y no más de ¼ de pulgada de espesor requerido, con soldadura de filete solo en el exterior de la unión de la cabeza

Nota (2):El Radiografiado por partes aplica a los recipientes que no estando radiografiados totalmente, cuando el diseñador desea una eficiencia de junta E=1,0.Tabla UW-12, solamente especificada una parte del recipiente

Nota (4) :En orden a tener una eficiencia de junta E =1,0, para la unión de partes sin soldadura, siendo la costura de unión de Categoría “B”, como mínimo puede ser examen spot ASME

18 JU.5.- EFICIENCIA DE LAS JUNTASUW-12 Tabla UW-12

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19 JU.5.- EFICIENCIA DE LAS JUNTAS UW-12

Fig. UW-13.2

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Fig.UW-12-1 EFICIENCIA DE JUNTAS Y TIPOS DE SOLDADURAS EN CILINDROS Y CONOS

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Fig-UW-12.2 EFICIENCIA DE JUNTAS Y TIPOS D SOLDADURAS ENCABEZAS

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Fig. UW12.3 EFICIENCIA DE JUNTAS PARA CATEGORÍAS A Y D JUNTAS SOLDADAS EN ENVOLVENTES, CABEZAS O CONOS

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23 ¡ JU.5.- EFICIENCIA DE LAS JUNTAS UW-12

Fig. UW12.4 EFICIENCIA DE JUNTAS PARA CATEGORÍAS B Y C JUNTAS SOLDADAS EN ENVOLVENTES O CONOS

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JU-6. ABERTURAS EN O ADYACENTES A SOLDADURAS UW-14 (a)- Cualquier tipo de abertura que reuna los requerimientos para refuerzo dado en UG-37 o UG-39, puede ser localizada en una junta soldada (b)- Aberturas simples que reunan los requerimientos dados en UG-36(c )(3), pueden ser localizadas en las juntas soldadas de las Categorías B y C en la unión cabeza-envolvente, siempre que la soldadura reuna los requerimientos de radiografiado de UW-51, para una longitud igual a tres (3) veces el diámetro de la abertura, con el centro del agujero en el punto medio de la longitud. Los defectos que aparezcan al producirse el corte del agujero y son eliminados no intervendran en el juicio sobre la aceptabilidad de lasoldadura. (c)-En adición a reunir los requerimientos de radiografiado del apartado (b) de este parrafo,cuando multiples aberturas reunen los reuerimientos dados en UG-368c )(3), estan en la línea de lasjuntas soldadas a tope de Categoría B o C en la unión cabeza-envolvente, deberan cumplir e los requerimientos de UW-53 , y que las aberturas sean reforzadas de acuerdo con los puntos UG-37 a UG.42. (d)-Excepto cuando la la soldadura a tope adyacente satisfacelos requerimientos para radiografiado dados en el punto (b) de este párrafo,la soldadura en la esquina en la chapa solida reunira los requerimientos de UG-368 c)(3), no sera posible realizar el cierre cuando el borde de la soldadura de Categoría a,B,C o D es de ½ in ( 13mm) y el grosor del materiales de 11/2in (38mm) o menor.

JU.7.-CONEXIONES SOLDADAS UW-15 (a)-Las boquillas (nozzles) y de otros de conexiones y sus refuerzos pueden ser unidos a recipientes a presión mediante soldaduras por arco o gas. Suficiente soldadura sera prevista en sus lados a traves del centro de la abetura, en la dirección paralela al eje de la envolvente, para desarrollar la resistencia en las partes del refuerzo como se indica en UG.-41, y asi resistir los esfuerzos de corte y de tracción a que son sometidas. La resistencia de una ranura de soldadura estará basada tracción.

en el área

sujeta a cortadura o

La resistencia de un filete de soldadura sujeta a cortadura es calculada en el mínima dimensión de su anchura (leg). El diámetro interior del filete de soldadura es usado para representar esta longitud

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25 JU.7.-CONEXIONES SOLDADAS UW-15 (b)-Los cálculos de resistencia en las conexiones soldadas por presión de la carga de , no son requeridos para : (1)Fig UW-16.1 en las imágenes (a), (b), (c), (d),(e), (f-1), (f-2), (f.3), (f-4), (g), (x-1), (y-1) y (z-1) y tofdas las imágenes de UHT-18.1 y UTH-18.2 ( Ver L-7.1 y L-7.7) (2)Las aberturas que estan exentas por UG-36(c )(3) (3)Las aberturas diseñadas de acuerdo a las reglas de para ligamentos de UW-53

(c).:Los valores de la Tensión Admisible para ranuras y filetes de soldadura en porcentaje de los valores de la Tensión Admisible del material del Recipiente, los cuales son usados en los siguientes. Tracción en la ranura soldadura 74% de la del Material Cortadura en la ranura soldada 60% dela del Material Cortadura en el filete de soldadura49% de la del Material (d)-Chapas de refuerzo y placas de asiento en la unión de conexiones en el exterior del recipientes serán suministradas con al menos un agujero indicador ( dimensión máxima del agujero NPS ¼ in (DN 8) )que puede ser taponado para una compresión preliminar de aire, seudo prueba de estanquidad de la soldadura fuera del interior del recipiente . Los agujeros indicadores pueden dejarse abiertos o pueden ser taponados con el recipiente en servicio. Si los agujeros se taponan, el material usado para taponar no debe ser capaz de mantener la presión entre el refuerzo y la pared delrecipiente

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26 JU.8.-REQUERIMIENTOS MINIMOS EN LAS CONEXIONES SOLDADAS UW-16 (a)-General (1)-El termino,nozzle(boquilla),conexión,refuerzo,cuello,tubo,accesorios,plancha, y ortros terminos similares usados en este parrafo, definen el mismo tipo de construcción y forma de una junta soldada Categoría D entre el nozzle ( u otro termino) y la envolvente, cabeza etc. (2)La localización y dimensiones mínimas de las uniones soldadas de accesorios y otras conexiones serán conforme a los siguientes requerimientos junto a los dados en UW-15 (b)-Notación Los símbolos usados en este parrafo y las Figs UW-16.1, UW-16.2 son: Do = Diámetro exterior del cuello o tubo solo unido por soldadura en el interior de la pared del recipiente G = Distancia libre entre el agujero en la pared del recipiente y el diámetro exterior del cuello de la conexión o tubo Radius= 1/8 in (3 mm) mínimo radio de curvatura r 1 = Mínimo radio interior de la esquina, el menor de 1/4t, o ¾ in ( 19 mm) t = Espesor nominal de la envolvente o cabeza tn = Espesor nominal de la pared de la conexión ( nozzle) e tw = Espesor de la soldadur( sfilete, simple-bisel, o simpl-J) según aparece en las Figs-UW-16.1 t e = Espesor de la placa de refuerzo en pulgadas definida en UG-40 t m i n = El menor de 3/4 de pulgada8 19 mm) o el espesor de la parte más delgada unidas por el filete de soldadura, simple-bisl o simple-J tc = No menor que el menor de 1/4 pulgada ( 6 mm) o de 0,7 t mi n( soldaduras en la esquina interior puede ser ademaslimitada por una longitud menorde la proyección de la pared de la conexión más alla de la cara interna de la pared del recipiente) t1 o t2 = No menores que el menor de 1/4 se pulgada (6 mm) o 0,7 t

min

JU.9.- FILETES DE SOLDADURA UW-18 (a )- Filetes de soldadura pueden emplearse para la resistencia de la soldadura para las partes a presión dentro de las limitacionesdadas en esta división Particular atención se tendra en la distribución de juntas en que los filetes de soldaura son usados en orden a garantizar la completa fusión en la raiz de la soldadura (b )-Juntas de equina o en T pueden hacerse con filetes soldados,suministrando las chapas soportadas independientemente de cada soldadura, excepto que los soportes independientes no sean requeridos para las juntas usadas ( d )- La carga admisible en un filete de soldadura será igual al producto del área soldadda ( basada en la mínima dimensión de la pata), por el valor la tensión admisible del material existente, y por una eficiencia de Junta de 0,55 Carga admisible en un filete = A s o l d x S A d x 0,5

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27 JU.8.-REQUERIMIENTOS MINIMOS EN LAS CONEXIONES SOLDADAS UW-16

Fig-UW-16.1. Tipos Aceptable de Conexiones Soldadas a Envolventes y Cabezas

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JU.8.-REQUERIMIENTOS MINIMOS EN LAS CONEXIONES SOLDADAS UW-16


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29



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Fig-UW-16.1. Tipos Aceptable de Conexiones Soldadas y otras conexiones a Envolventes y Cabezas

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31 JU.8.-REQUERIMIENTOS MINIMOS EN LAS CONEXIONES SOLDADAS UW-16

Fig-UW-16.1. Tipos Aceptable de Conexiones Soldadas y otras conexiones a Envolventes y Cabezas

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32 JU.8.- REQUERIMIENTOS MINIMOS EN LAS CONEXIONES SOLDADAS UW-16

Fig-UW-16.1 Tipos Aceptable de Conexiones Soldadas a Envolventes y Cabezas

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33 JU.8.- REQUERIMIENTOS MINIMOS EN LAS CONEXIONES SOLDADAS UW-16

Fig-UW-16.2 Tipos Aceptable de Pequeños Accesorios

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PI-PRESION INTERNA PI.1.-GENERAL a) La presión induce en costura longitudinal un Esfuerzo Circunferencial doble del que aparece en la costura circunferencial, que induce un Esfuerzo Longitudinal, por la misma geometría del cilindro. b) Cuando sobre el cilindro actúan otro tipo fuerzas, como por ejemplo fuerzas debidas al viento o al sismo y no son importantes la tensión que gobierna el cálculo y por tanto el espesor del cilindro es la tensión Circunferencial. Cuando el conjunto de cargas que actúan es importante puede dar lugar a que la tensión que gobierne el calculo del espesor sea la debida a tensión Longitudinal que es la mitad de la circunferencial. c) Bajo presión interna el esfuerzo Circunferencial(costuras longitudinales) y el esfuerzo Longitudinal(costuras circunferenciales) producen tracción d) En cualquier caso el espesor mínimo que debe de tener una envolvente o una cabeza es 1/16”=0,0625”=1,6mm sin tener en cuenta el margen de corrosión

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35 PI.2.-TABLA RESUMEN PRESION INTERIOR ENVOLVENTE CILÍNDRICA Envolvente Cilíndrica Radio Interio= Ri (Junta Longitudinal) Tensión Circunferencial

Envolvente Cilíndrica (Junta Longitudinal) Tensión Circunferencial

Radio Exterior = Ro

Espesor P Ri t= S E - 0,6 P Presión SE t P= R i + 0,6 t Envolvente Cilíndrica (Junta Circunferencial) Tensión Longitudinal

Radio Interior= Ri

Espesor P Ro t= S E + 0,4 P Presión SE t P= R o − 0,4 t Envolvente Cilíndrica (Junta Circunferencial) Tensión Circunferencial

Radio Exterior = Ro

Espesor P Ri t= 2S E + 0,4 P Presión 2S E t P= R i − 0,4 t

Cabeza Esférica (Hemiesferica)

Espesor P Ro t= 2S E + 0,4 P Presión 2S E t P= R o − 0,4 t

CABEZAS ESFERICAS ( HEMIESFERICAS) Cabeza Esférica Radio Interior=Ri (Hemiesferica) Espesor P Ri t= 2S E - 0,2 P Presión 2S E t P= R i + 0,2 t

CABEZAS ELIPTICAS Cabeza Elíptica Diámetro Interior Cabeza Elíptica (Para Cabezas Korbbogen)=Di K =1 Espesor P DiK t= 2S E - 0,2 P Presión 2S E t P= KD i + 0,2 t

Radio Exterior = Ro Espesor P Ro t= 2S E + 0,8 P Presión 2S E t P= R o − 0,8 t

Diámetro Exterior = Do

Espesor P DoK t= 2S E + 0,2 P(K - 1) Presión P=

2S E t KD o − 2 t (K - 0,1)

VALORES DEL FACTOR K Para valores intermedios interpolar D/2h K D/2h K

3,00 1,83 1,90 0,93

2,90 1,73 1,80 0,87

2,80 1,64 1,70 0,81

2,70 1,55 1,60 0,76

2,60 1,46 1,50 0,71

2,50 1,37 1,40 0,66

2,40 1,29 1,30 0,61

2,30 1,21 1,20 0,57

2,20 1,14 1,10 0,53

2,10 1,07 1,00 0,50

2,00 1,00 -

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36 PI.2.-TABLA RESUMEN PRESION INTERIOR

Cabeza Torisférica

CABEZAS TORISFERICA Radio Interior=Li Cabeza Torisférica Espesor P Li M t= 2S E - 0,2 P Presión 2S E t P= L i M + 0,2 t

Radio Exterior = Lo Espesor P LoM t= 2S E + P(M - 0,2) Presión 2S E t P= L o M − t (M - 0,2)

VALORES DEL FACTOR M (para valores intermedios interpolar) Cuando la relación L/r es mayor que 16,66( construcción fuera de normas) los valores de M pueden calcularse por La formula M = 0,25 [ ( 3 + (L/r)0,5 ] L/r 1,00 1,25 1,50 1,75 2,00 2,25 2,50 2,75 3,00 3,25 3,50 4,00 4,50 5,00 5,50 6,00 6,50 M 1,00 1,03 1,06 1,08 1,10 1,13 1,15 1,17 1,18 1,20 1,22 1,25 1,28 1,31 1,34 1,36 1,39 L/r 7,00 7,50 8,00 8,50 9,00 9,50 10,0010,5011,0011,5012,0013,0014,0015,0016,0016,66 M 1,41 1,44 1,46 1,48 1,50 1,52 1,54 1,56 1,58 1,60 1,62 1,65 1,69 1,72 1,75 1,77

Cabeza Cónica Junta Longitudinal Tensión Circunferencial

CABEZAS CONICAS Diámetro Exterior = Do Diámetro Interior = Cabeza Cónica Di Junta longitudinal Tensión Circunferencial Espesor P Di t= 2cos α(SE - 0,6P) Presión 2S E t cos α P= D i + 1,2 t cos α

Espesor P Do t= 2cosα( SE + 0,4P Presión 2S E t cos α P= D o − 0,8 t cos α

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PI.3-ENVOLVENTES CILÍNDRICAS Y ESFERICAS BAJO PRESION INTERNA UG-27 y Apendice1-2 UG-27 (c ) – Envolvente cilíndrica (1)- Tensión Circunferencial (Junta Longitudinal

Para mantener el equilibrio estático de fuerzas en la dirección del arco, la fuerza ejercida por la presión interna contra el interior de la pared debe de ser resistida por el esfuerzo que realiza el metal en el espesor de la pared, en el caso de que sea una envolvente cilíndrica sin soldadura .En el caso que la envolvente cilíndrica este soldada por una junta de soldadura longitudinal, es esta la que debe de equilibrar el esfuerzo. Las formulas que dan este equilibrio son siguientes.

las desarrolladas en el punto UG-27(c ) (1) y son las

Asumiendo que la pared del recipiente es delgada, para cada unidad de longitud (1”) de pared o unidad de longitud de junta soldada, la presión interior ejerce una fuerza igual a F= Px2Rx(1”) , y el espesor de la pared o de la junta soldada ejercen una fuerza resistente en la dos secciones transversales de F’=2xtx(1”)xS. Cuando las dos fuerzas son iguales tenemos el equilibrio estático. 2xPxR=2xtxS de donde: PxR t= S Si se incluye la eficacia de junta para la soldadura longitudinal la modificación de la Tensión admisible es: Sx E x t PxR t= o P= donde E =Eficiencia de la junta de soldadura longitudinal R SxE Estas formula fueron usadas por el Código hasta la edición de 1943 en que fueron modificadas para darle mas exactitud. El cambio que se introdujo es el que les da la forma en que aparecen en la actualidad en UG-27 ( c )(1) y son:

t=

PxR SxE - 0,6xP

P=

SxExt R + 0,6xt

En estas formulas tiene la limitación de que el espesor no puede exceder de un medio del valor del radio y que la presión no puede exceder de 0,385SE es decir t<0,5R y P< 0,385SE

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38 PI.3-ENVOLVENTES CILÍNDRICAS Y ESFERICAS BAJO PRESION INTERNA UG-27 (c ) – Envolvente cilíndrica (Tensión Circunferencial (Junta Longitudinal Apendice1-2(a)(1) Cuando se sobrepasan los limites anteriores de t> 0,5R o P > 0,385SE formulas siguientes:

se deben emplear las

 Z1/2 − 1  SE + P  Z 1 / 2  donde Z =   SE - P

t = R( Z1/2-1) = Ro 

P= SxE

(Z - 1) Z +1

2

2  Ro   Ro  R+t  donde Z=   =   =  R  R     Ro − t 

2

Cuando se emplea el valor del radio exterior Ro en lugar del radio interior R de la envolvente cilíndrica las formulas adoptan la expresión de: Formulas para junta longitudinal ( Tensión Circunferencial) en función del radio exterior Ro

t=

PxR o SxE + 0,4xP

P=

SxExt Ro − 0,4xt

P = Presión en psi (Lb/inch2) , Kp/mm2 o MPa S = Tensión admisibles del material a T.D. en psi (Lb/inch2) , Kp/mm2 MPa R = Radio interior del cilindro en inch ( pulgadas) o mm. Ro= Radio exterior del cilindro en inch ( pulgadas) o mm. E = factor de eficiencia de junta sin dimensiones. t = espesor de la pared del recipiente requerida en inch ( pulgadas) o mm.

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39 PI.3-ENVOLVENTES CILÍNDRICAS Y ESFERICAS BAJO PRESION INTERNA UG-27 (c ) – Envolvente cilíndrica (2)- Tensión Longitudinalal (Junta Circunferencialal

Para mantener el equilibrio en dirección axial, la fuerza ejercida por la presión interna sobre los extremos cerrados del recipiente, debe de ser resistida por la Tensión del material en las paredes de las secciones transversales, caso de sin soldaduras, o bien en el caso de envolventes soldadas será resistida por la junta circunferencial de la soldadura. La fuerza ejercida por la presión es F = π/4xPxD2. La fuerza resistente en la sección viene dada Por F’ = πxDxtxS. Cuando ambas fuerzas son iguales se alcanza el equilibrio, de donde: t=

PxR 2xSxE

P=

2xSxExt R

Las formulas más exactas para valores de

t=

PxR 2xSxE + 0,4P

P=

t< 0,5R y P< 1,25 SE

2xSxExt R - 0,4t

Apéndice 1-2 (a)(1) Para valores de t > 0,5R o P > 1,25 SE

 P  donde Z=  + 1  SxE 

 Z1/2 − 1  t = R ( Z1/2-1)= Ro  1 / 2   Z  2

P= SxE(Z-1)

2

 Ro  R  R+t  donde Z=   =  o  =   R   R   Ro − t 

2

P = Presión en psi (Lb/inch2),Kp/mm2 o MPa. S = Tensión admisibles del material a T.D. en psi (Lb/inch2) ,Kp/mm2 o MPa. R = Radio interior del cilindro en inch ( pulgadas) o mm. Ro = Radio exterior del cilindro en inch ( pulgadas) o mm. E = factor de eficiencia de junta sin dimensiones. t = espesor de la pared del recipiente requerida en inch (pulgadas) o mm.

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40 PI.3-ENVOLVENTES CILÍNDRICAS Y ESFERICAS A PRESION INTERNA UG-27 y Apendice1-3 Envolventes Esfericas UG-27 (d ) Las formulas de membrana para envolventes esféricas son las mismas que para Tensión Longitudinal en envolventes cilíndricas. Cuando se incluye el factor de eficiencia de junta estas formulas son:

t=

PxR 2xSxE

P=

2xSxExt R

Las formulas más exactas son: t=

PxR 2xSxE − 0,2P

P=

2xSxExt R + 0,2t

En estas formulas tiene la limitación de que el espesor no puede de 0,365R del valor del radio y que la presión no puede exceder de 0,665SE es decir t<0,356R y P< 0,665SE Apéndice 1-3 Cuando lo anterior no se cumple las formulas quedan:

 Y1 / 3 − 1   t = R ( Y1/3-1) = Ro   Y1 / 3    ( ) 2 SE + P y donde Y = 2SE - P

3

 Ro   Y −1  R+t  P= 2SE   en donde Y=   =   R  Y+2  Ro − t 

3

En función del Radio exterior Ro, las formulas a emplear son: t=

PxR o 2xSxE + 0,8P

P=

2xSxExt R o − 0,8t

En las formulas anteriores P = Presión en psi (Lb/inch2) , Kp/mm2 o MPa. S = Tensión admisibles del material a T.D. en psi (Lb/inch2) , Kp/mm2 o MPa. R = Radio interior del cilindro en inch ( pulgadas) o mm. Ro = Radio exterior del cilindro en inch ( pulgadas) o mm. E = factor de eficiencia de junta sin dimensiones. t = espesor de la pared del recipiente requerida en inch (pulgadas) o mm.

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41 PI.4.-CABEZAS BAJO PRESION INTERNA PI.4.1.-FORMA DE LAS CABEZAS Y SECCIONES CÓNCAVAS BAJO PRESIÓN INTERNA UG-32 Cabezas Elípticas, Torisféricas, Hemisféricas, Esféricas, Cónicas y adjunta

Toricónicas Ver figura

TIPO DE CABEZAS

Figura –PI.4.1

L = Radio interior en Cabezas esfericas , hemiesféricas y toriesféricas L = K1 D Para Cabezas elípticas K

1

= Valor dado en la tabla adjunta UG-37

Valores del factor K1 del Radio Esferico Radio esférico Equivalente Ro = K1D; Relación de Ejes = D/2h;Valores Intermedios se interpolan D/2h -----------3,0 2,8 2,6 2,4 2,2 K1 --------------1,36 1,27 1,18 1,08 0,99 D/2h 2,0 1,8 1,6 1,4 1,2 1,0 K1 0,90 0,81 0,73 0,65 0,57 0,50 Tabla-UG-37

ASME

42 PI.4.2-CABEZAS BAJO PRESION INTERNA UG-32(d) y Apéndice 1-4 (c ) P.I.4.2.1-CABEZAS Y FONDOS ELÍPTICOS Cabezas y Fondos Elipticos-1

ASME

43 PI.4.2-CABEZAS BAJO PRESION INTERNA UG-32(d) y Apéndice 1.4 (c ) P.I.4.2.1-CABEZAS Y FONDOS ELÍPTICOS Cabezas y Fondos Elípticos

Figura-PI.4.2

ASME

44 PI.4.2-CABEZAS BAJO PRESION INTERNA UG-32(d) y Apéndice 1.4 (c ) P.I.4.2.1-CABEZAS Y FONDOS ELÍPTICOS Calculo del Espesor necesario bajo Presión Interna Diámetro Interior t=

PDK 2SE - 0,2P

2SEt Diámetro Interior KD + 0,2t

P=

Diámetro exterior t=

PD o K 2SE + 2P(k - 0,1)

P=

1 2SEt con K = KD o − 2t (k - 0,1) 6

  D 2  2 +      2h  

t = Mínimo espesor requerido en inch ,mm P = Presión Interna de Diseño en psi (Lb/inch2) , Kp/mm2 oMPa S = Máxima Tensión admisible del material dada en tablas en psi ( Lb/inch2 ) ,kp /mm2 o MPa D =Diámetro Interior de la Cabeza;o ongitud interior,del mayor eje de la elipse en (pulgadas), o mm Do = Diámetro Exterior de la cabeza elíptica o longitud exterior del mayor eje de la elipse en ( pulgadas) o mm E = Eficiencia de junta en Tabla-12 h La mitad de la longitud del eje menor en cabezas elípticas, o profundidad interior de la cabeza elíptica medida desde la línea de tangencia Ver Fig-14 de tipos de cabezas en inch ( pulgadas) o mm K = Factor que depende en las cabezas elípticas de la relación D/2h cuyo valor es dado en la Tabla PI–1.7.-1 mostrada abajo VALORES DEL FACTOR K Para valores intermedios interpolar 2,60 2,50 2,40 2,30 1,46 1,37 1,29 1,21 1,50 1,40 1,30 1,20 0,71 0,66 0,61 0,57 Tabla-PI-4.1 En Apéndice 1-4(c ) Tabla .1-4.1) Para Cabezas elípticas en que D/2h=2 Cabezas Tipo Korbbogen K=1

D/2h K D/2h K

3,00 1,83 1,90 0,93

2,90 1,73 1,80 0,87

2,80 1,64 1,70 0,81

2,70 1,55 1,60 0,76

2,20 1,14 1,10 0,53

2,10 1,07 1,00 0,50

2,00 1,00 -

Diámetro Interior t=

PD 2SE - 0,2P

P=

2SEt D + 0,2t

Cuando K>1 y la cabeza esta hecha de material con Limite de Rotura superior a 70.000 psi (482 Mpa),entoces la cabeza sera diseñada usando un valor de S= 20.000 psi ( 138Mpa)=1406,47 Kg/cm2

ASME

45 PI.4.2-CABEZAS BAJO PRESION INTERNA UG-32(e)

y Apéndice 1.4 (d )

P.I-4.2.2-CABEZAS Y FONDOS TORIESFERICOS

Figura-PI.4..3

ASME

46 PI.4.2-CABEZAS BAJO PRESION INTERNA UG-32(e)

yApendice 1.4 (d )

P.I-4.2.2-CABEZAS Y FONDOS TORIESFERICOS Calculo del Espesor necesario de cabezas torisfericas bajo Presión Interna Diámetro Interior UG-32 (e ) para t / L ≥ 0,002 0,885PL t= SE - 0,1P

Apendice1-4 (d ) PLM t= 2SE - 0,2P

Valor de M 1 M =  3+ 4 

L  r 

P=

2SEt LM + 0,2t

Diámetro exterior t=

PL o M 2SE + P(M - 0,2)

P=

2SEt L o M − t (M - 0,2)

M=

1  L  3+  4 r 

t = Mínimo espesor requerido en inch o mm. P = Presión Interna de Diseño en psi (Lb/inch2) ,Kp/mm2 o MPa. S = Máxima Tensión admisible del material dada en tablas en psi (Lb / inch2), kp/mm2 o MPa. L = Radio Interior de la Esfera y de cabezas Torisfericas y Hemisféricas en Figura PI-7.1 en inches ( pulgadas) o mm. Lo = Radio exterior de la Esfera y de cabezas Torisfericas y Hemisféricas en Figura PI-7.1 en inches (pulgadas) o mm. E = Eficiencia de junta en Tabla-UW12. r = Radio interior del cambio de curvatura de la cabeza Torisfericas cabezas en inches (pulgadas) o mm.

en Fig-7.1 tipos de

M = Factor que depende en las cabezas Torisfericas de la relación L/r cuyo valor es dado en la Tabla PI-7.3 mostrada abajo. VALORES DEL FACTOR M (para valores intermedios interpolar) Cuando la relación L/r es mayor que 16,66( construcción fuera de normas) los valores de M pueden calcularse por La formula M = 0,25 [ ( 3 + (L/r)0,5] L/r 1,00 1,25 1,50 1,75 2,00 2,25 2,50 2,75 3,00 3,25 3,50 4,00 4,50 5,00 5,50 6,00 6,50 M 1,001,031,061,081,101,131,15 1,17 1,18 1,20 1,22 1,25 1,28 1,31 1,34 1,36 1,39 L/r 7,00 7,50 8,00 8,50 9,00 9,50 10,0010,5011,0011,5012,0013,0014,0015,0016,0016,66 M 1,411,441,461,481,501,521,54 1,56 1,58 1,60 1,62 1,65 1,69 1,72 1,75 1,77 Tabla-PI..4.2 ( En Apéndice 1-4 Tabla .1-4.2 Con cabezas de material con Limite de Rotura superior a 80.000 psi= 5626 Kg/cm2,entonces la cabeza será diseñada usando un valor de S= 20.000 psi=1406 Kg/cm2.

ASME

47 UG-32(e)

yApendice 1.4 (d )

P.I-4.2.2-CABEZAS Y FONDOS TORIESFERICOS Si el valor de radio r es el 6% del radio interior L, y a su vez el radio interior de la cabeza L es igual al diámetro exterior transversal de la cabeza en su unión al cuerpo entonces las formulas son: t=

PL 2SE - 0,2P

bien P =

2SEt L + 0,2t

PI.4.2-CABEZAS BAJO PRESION INTERNA UG-32(f) P.I.4.2.3-FONDOS SEMIESFERICOS

ASME

48 PI.4.2-CABEZAS BAJO PRESION INTERNA UG-32(f) P.I.4.2.3-FONDOS SEMIESFERICOS

Figura-PI.4.4

ASME

49 PI.4.2-CABEZAS BAJO PRESION INTERNA UG-32(f) P.I.4.2.3-FONDOS SEMIESFERICOS Calculo del espesor necesario bajo Presión Interna

Cuando el espesor t de una cabeza hemisférica no excede de t< 0,356L, o la Presión P no excede de P< 0,665SE. Las formulas a aplicar son : t=

PL 2SE - 0,2P

P=

2SEt Diámetro Interior L + 0,2t

t = Mínimo espesor requerido en inch o mm. P = Presión Interna de Diseño en psi (Lb/inch2) , Kp/mm2 o MPa. S = Máxima Tensión admisible del material dada en tablas en psi ( Lb/inch2 ), kp/mm2 o MPa, L = Radio Interior de la Esfera y de cabezas Torisfericas y Hemisféricas en Figura PI-7.1 en inches ( pulgadas) o mm. Lo = Radio Exterior de la Esfera y de cabezas Torisfericas y Hemisféricas en en Figura PI-7.1 en inch (pulgadas) o mm. E = Eficiencia de junta. r = Radio interior del (pulgadas) o mm.

cambio de curvatura de la cabeza torisfericas.vease Fig PI –7.1 en

ASME

50 PI.4.2-CABEZAS BAJO PRESION INTERNA Apendice1-4 (e) P.I.4.2.4-CABEZAS Y FONDOS CONICOS

Dimensiones Interiores t=

PD 2cosα (SE - 0,6P )

P=

2SEtcosα D + 1,2t cosα

Dimensiones Exteriores t=

PD o 2cosα (SE + 0,4P )

P=

2SEtcosα D o - 0,8t cosα

P = presión de Diseño o máxima de trabajo en psi ( Lb/inch 2), Kp/mm2 o MPa. S = Tensión admisible en el material en psi ( Lb/inch 2), Kp/mm2 o MPa. D = Diámetro Interior en inch ( pulgadas) o mm. Do = Diámetro Exterior en inch ( pulgadas) o mm. t = espesor de la envolvente en inch ( pulgadas) o mm. E = Factor de junta adimensional. α= la mitad del ángulo en el vértice en grados. La mitad del ángulo α en el vértice del cono no mayor de 30º sí α< 30º. Si α> 30º se requiere un análisis especial ( Ver Apéndice 1-5(e).

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51 PI.4.2-CABEZAS BAJO PRESION INTERNA P.I.4.2.5-DISEÑO DE CABEZAS CON t/L < 0,002 Apendice 1-4( f))(1) Las siguiebtes reglas deberan ser usadas cuando la máxim temperatura de diseño es menor o igual a la temperatura limite suguiente

Valida la interpolación

El espesor mínimo requerido de una cabeza toriesferica siendo 0,0005 < t/L < 0,002 el mayor espesor calculado por las formulas de UG-32(e ) , 1-4(d) o por las formulas siguientes (a ) Calculo del coeficiente C1 C1 = 9,31 r/D –0,086 C1 = 0,692 r/D +0,605

para r/D ≤ 0,08 para r/D > 0,08

(b)-Calculo de la Tensión elastica de alabeo (Buckling) S S

e

e

= C1 x ET ( t/r)

(c )- Calculo del coeficiente C2 C

2

= 1,25

C2 = 1,46-2,6 r/D

para r/D ≤ 0,08 para r/D > 0,08

( d)- Calculo de las constantes –a-b- β y ϕ a= 0,5D-r b== L-r β = arc cos (a/b) ϕ=(

Lt ) /r

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52 P.I.4.2.5.1-DISEÑO DE CABEZAS TORIESFERICAS CON t/L < 0,002 Apéndice 1-4 (f)(1) ( e)- Calculo de los valores de –c y Re Si ϕ es menor que β

ϕ <β

c= a / [ cos ( β -ϕ )] Si ϕ esmayor o igualr que β

ϕ≥ β

c=a Re = c +r

(f )- Calculo de la presión interna esperada que produce el alabeo (buckling) P P

e

=

Set  R C 2 R e   0,5 e r 

S e = Tensión Admisible aTemp. de Diseño.

   - 1  

(g)- Calculo de la presión interna esperada que resulta punto de máximo esfuerzo- P Y P Y=

SY t  R C 2 R e  0,5 e r 

   - 1  

e

en el limite elástico en el

S Y = Limite Elástico a Temp. de Diseño

(h )- Calculo de la presión interna esperada que resulta en el fallo de l knucle- P P

ck

= 0,56 Pe

P

ck

= 0,408 PY + 0,192 P

P

ck

= 2,0 PY

ck

para Pe / PY ≤ 1,0

para

ck

= 0,56 Pe

para 1,0 < Pe / PY ≤ 8,29

Pe / PY > 8,29

(i )- Se calcula el valor P c k/ 1,5. Si estevalor P c k/ 1,5 ≥ es igual o mayor que la requerida presión de diseño interna, entonces el diseño es terminado y se cumple con el espesor. Si P c k/ 1,5 < es menor que la presión de diseño interna requerida P. Entonces hay que aumentar el espesor y repetir los calculos

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53 P.I..4.2.5.2- DISEÑO DE CABEZAS ELÍPTICAS CON- t /L < 0.002 Apendice1-4 (f)(2) El mínimo espesor requerido en cabezas elípticas teniendo 0,0005 < t/L <0,002, será el mayor de los espesores calculados por UG-32(d ), 1-4(c ) o por la formula 1-4 (f)(1). En la formula 1-4(f)(1) L- es el valor dado el valor de –r- el valor de la Tabla 1-4.4.

L = K1 D el valor de K1 en tabla UG-37

D = Diámetro exterior del recipiente Valores del factor K1 del Radio Esferico Radio esférico Equivalente Ro = K1D; Relación de Ejes = D/2h;Valores Intermedios se interpolan D/2h -----------3,0 2,8 2,6 2,4 2,2 K1 --------------1,36 1,27 1,18 1,08 0,99 D/2h 2,0 1,8 1,6 1,4 1,2 1,0 K1 0,90 0,81 0,73 0,65 0,57 0,50 Tabla-UG-37

ASME

54 PI.4.3.- REGLAS PARA REDUCCON DE SECCIONES CILÍNDRICA -CONICA BAJO PRESION INTERIOR Apendice1-5(d) Para α ≤ 30º En la unión de un cono o sección cónica a un cilindro ver figuras adjuntas C y D, debido a la flexión y al corte, se introducen esfuerzos de discontinuidad que deben de compensarse con un refuerzo. El Procedimiento consiste en: (El valor de la mitad del ángulo en el vértice siempre debe de ser α ≤ 30º ) 1.- Determínese el valor del factor x= SSxE1 o x= SCxE2 (Se toma para x el valor menor). 2.- Se determina el valor del factor y= SSxES o y= SCxEC (Se toma para y valor mayor). 3.- Se determina el valor del cociente P/x y con este valor se determina el valor de ∆ que se da en las tablas . 4.- Se determina el valor del coeficiente k= y/SrxEr ( El valor de k tiene un valor mínimo de K=1,0). E =Con subíndices s, c, o el r es el Modulo de Elasticidad del cilindro (shell) del cono o del refuerzo (ES, E C o Er) valor en psi (lb/inch2) = O en Kp/cm2. E = Con subíndices 1, 2 o 3 es la eficiencia de las juntas en el casco (shell), cono o anillo atiesador de refuerzo. QL = suma algébrica de (PRL/2 + f1 )en lb/in o Kp/cm. QS = suma algébrica de (PRS/2 + f2 ) en lb/in o Kp/cm. f1 = Fuerza axial en el final de la unión cilindro. mayor cono debido al viento, cargas muertas etc. excluyendo la presión en lbs o Kp. f2 = Fuerza axial en el final de la unión cilindro. menor cono debido al viento, cargas muertas etc. excluyendo la presión en lbs.o Kpx =Eel menor de los valores de SS x E1 o SC x E2 y = El mayor valor entre SS x ES o SC x EC P = Presión de diseño en psi (lb/inch2) o kp/cm2. RL = Radio interior del cilindro grande o extremo mayor del cono en inch (pulg) o cm. RS = Radio interior del cilindro pequeño o extremo menor del cono en inch (pulg) o cm. S = Tensión admisible en el material del cilindro (shell), cono o refuerzo (SS, SC o Sr) psi(Lb/in2 o Kp/cm2.

ASME

55 PI.4.3.- REGLAS PARA REDUCCON DE SECCIONES CILÍNDRICA -CONICA BAJO PRESION INTERIOR Apendice1-5(d) Para α ≤ 30º t = Mínimo espesor requerido en el cilindro grande o pequeño sin corrosión en inch (pulgadas) o cm. tS = Espesor real del cilindro grande o pequeño sin margen de corrosión en inch (pulgadas) o cm. tc = Espesor real del cono sin margen de corrosión en inch (pulgadas) ) o cm. tr = Espesor requerido en el cono sin margen de corrosión en inch (pulgadas) ) o cm. α = La mitad del ángulo del cono en el vértice en grados. ∆ = Angulo calculado en las tablas en grados sexagesimales.

Tabla –4.3 ( En 1-5 Tablas .1-5.1 y 1-5.2)

Cuando el valor de ∆ calculado es menor que el valor del ángulo α es necesario un refuerzo.

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56 PI.4.3.- REGLAS PARA REDUCCON DE SECCIONES CILÍNDRICA CONICA BAJO PRESION INTERIOR Apendice1-5 (d) Para α ≤ 30º Unión Cilindro-Cono en el Mayor Diámetro( Formulas Calculo del Refuerzo) Area requerida de refuerzo A r L en pulg2(inch2) o cm2 . QLtiene que ser positivo(tracción) cuando PRL/2 es tracción. Cuando f1 es negativo y mayor que PRL/2, el diseño se hara por U-2(g) Area sobrante del metal Ae , disponible para r efuerzo en pulg2 (inch2) o cm2.

A rL =

kQ L R L  ∆ 1 −  tan α S S E1  α 

A eL = (t S − t ) R L t S + (t c − t r )

Distancia desde la junta a la cual puede colocarse un refuerzo adicional en pulg( inch) o cm.

R Ltc cosα

R L ts

Distancia desde la junta a la cual se debe de situar el C.de G. Del refuerzo en pulg (inch) o cm.

0,25 R L t s

Apendice1-5 ( e) Unión Cilindro-Cono en el Menor Diámetro( Formulas Calculo del Refuerzo)

Area requerida de refuerzo A r S , pulg2( inch2) o cm2 QL tiene que ser positiva(Tracción) cuando PRL/2 es tracción. Cuando f1 es negativo y mayor que PRL/2, el diseño se hara por U-2(g). Area sobrante del metalAeS, disponible para refuerzo en pulg2(inch2)=O en cm2. Distancia desde la junta a la cual se puede colocar un refuerzo adicional enpulg( inch) o cm. Distancia desde la junta a la cual se debede situar el C.de G. Del refuerzo en pulg (inch) o cm.

A rS =

AeS =0,78

kQS R S  ∆ 1 −  tan α SS E1  α 

R S t S [( tS – t ) +( tc –t r ) /cosα]

R StS

0,25 R s t s

ASME

57 PI.4.3.- REGLAS PARA REDUCCON DE SECCIONES CILÍNDRICA CONICA BAJO PRESION INTERIOR Apendice1-5 (d) Apendice1-5( f) Las reducciones hechas con dos o mas troncos de cono , teniendo solapes diferentes pueden de hacese de acuerdo con el punto siguiente (g ). Apemndice1-5( g) Cuando la mitad del angulo α > 30º , la junta de unión cono-cilindro sin knucle, puede ser usada, con o sin aros de refuerzo , si el diseño esta basado en un analisis especial, que es el de “fundación- sobre-apoyo-elastico” de Timoshenko, Heteny, o Wats y Lang(1)- ( El esfuerzo periferico de membrana) + 8 El esfuerzo periferico medio de discontinuidad) no sera mayor que 1,5 S. Cuando el “ esfuerzo periférico discontinuo medio” es el esfuerzo periférico medio a traves del espesor de la pared debido a la discontinuidad en la junta despreciando el efecto poisso’s , que es la relación del esfuerzo longitudinal enm lñas uperficies. (2)- ( El esfuerzo longitudinalde Membrana) + ( El esfuerzo longitudinal discontinuo por alabeo) no será mayor que SPS ( ver UG-23) SPS = 3S o SPS =2S Y ( Limite Elástico)

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58 PI.5.-EJEMPLO DE UNION CILINDROS A TRONCO DE CONO COMPROBACION DE LA JUNTA EN UNION DE CILINDROS PRESION INTERNA

CON TRONCO DE CONO A

A)-Lado Menor del Cono Para ángulo α ≤ 30º Datos α= 30º P= Presión de Diseño = 4 Kg/cm2= 56,88 psi= 808,83 kp/cm2 RS= Radio Interior Cilindro Pequeño( Envolvente Inferior) =50,39 in =2560/2= 1280 mm =128 cm. RL= Radio Interior Cilindro Grande ( Envolvente Superior) =70,07 in=3560/2= 1780 mm = 178 cm. tCono =15 mm =0,59 in = 1,5 cm (espesor real nominal del cono en la junta cono-cilindro). tCil Gran =15 mm =0,59 in= 1,5 cm (espesor real nominal del cilindro mayor en la junta cilindro-cono. tCil Peq =12 mm=0,472 in =1,2 cm espesor real nominal del cilindro menor en la junta cilindro-cono. trCilGrande= 6,9mm =0,272in = 0,69 cm(espesor requerido). trCilPequeño= 4,9mm=0,193in= 0,49 cm (espesor requerido). trequerido en el Cono =8 mm = 0,315 = 0,8 cm. Sr = Tens.Admis en el Refuerzo =17.500 psi = 1230 Kp/cm2. Sc= Tens.Admis en el Cono =17.500 psi = 1230 Kp/cm2. SS= Tens.Admis en los Cilindros =17.500 psi = 1230 Kp/cm2. E1 = Factor de Soldadura en Cilindro =0,85. E2 = Factor de Soldadura en Cono =0,85. ES = Modulo Elasticidad del Cilindro Superior =27,7.106psi = 1,95. 106 Kp/cm2. EC = Modulo Elasticidad del Cono =27,7.106psi = 1,95. 106 Kp/cm2Er == Modulo Elasticidad del Refuerzo =27,7.106psi = 1,95. 106 Kp/cm2. ES = Modulo Elasticidad del Cilindro Inferio r=27,7.106psi = 1,95. 106 Kp/cm2. X= el menor de SSxE1=17500x0,85=14875 o SCxE2= 17500 x 0,85 =14875 psi = 1046 Kp/cm2. Y= SSESS = SCEC =17500 x 27,7.106psi= 1230 x 1,95. 106 Kp/cm2. SrEr=17500 x 27,7.106= 1230 x 1,95x 106. K= Y/ Sr Er

= 1.

ASME

59 PI 5.-COMPROBACION DE LA JUNTA DE UNION DE CILINDROS CONO. PRESION INTERNA

CON TRONCO DE

En tabla 1.6-1 Pag 21 para unión con el Menor Diámetro y α≤ 30º tenemos: P/X= 56,88 / 14875=0,00382 con este valor en tabla tenemos Λ=5,21º. Como Λ=5,21º < es menor α= 30º hace falta estudiar refuerzo en la junta.

A).-Lado Menor del Cono: Calculo del Refuerzo Cilindro Menor Radio Interior Cilindro RS=50,39in = 2560/2=1280mm = 128 cm. tS= 12-7=5 mm=0,197in= 0,5 cm (espesor real del cilindro sin corrosión). t= 4,9mm =0,193 in = 0,49 cm(espesor requerido en el cilindro). Cono Lado Menor tC= 15-7= 8mm = 0,315 in = 0,8 cm(espesor real del cono sin corrosión). tr requerido en el Cono= 8 mm =0,315 in = 0,8 cm. En Apéndice 1-5 de ASME para ángulo α ≤ 30º En el apartado (c): X= el menor de SSxE1=17500 x 0,85=14875 o SCxE2= 17500 x 0,85=14875 psi= 1046 Kp/cm2. Y= SSESS

=

SCEC =17500 x 27,7.106psi.

SrEr=17500 x 27,7.106K=Y/ SrEr=1. QS =0,5 PRS+ f2

con f2 =0 resulta QS =0,5 PRS

P/X= 56,88/14875=0,0382 con este valor en tabla tenemos Λ=5,21º. Como Λ=5,21º < es menor α= 30º hace falta estudiar refuerzo en la junta Area Requerida de Refuerzo: ArS =[1/SSE1]x [ QS xRSx K]x(1- ∆/α)xtanα =1/2x]x [ PxRS2x K]x(1- ∆/α)xtanα. ArS=[1/2x]x [ PxRS2x K]x(1- ∆/α)xtanα=[1/2x14875]x[56,88x50,392x1]x(1-5,21/30)xtan30. ArS=[1/2x14875] x 144427x 0,82 6x 0,577= 4,85 x 0,826 x 0,577 = 2,31in2=14,92 cm2.

ASME

60 PI 5.-COMPROBACION DE LA JUNTA DE UNION DE CILINDROS CONO. PRESION INTERNA

CON TRONCO DE

A).-Lado Menor del Cono: Calculo del Refuerzo Area excedente del cilindro que colabora para el refuerzo: AeS= (RSxtS )0,5[(tS-t) +(tC-tr/cosα ] = 2,457 [ 0,004+0,0029]= 0,017 in2= 0,109 cm2. (tS-t) =(0,197-0.193)=0,004 in =0,0102 cm. (tC-tr)/ coss (0,315-0.3125) /cos 30=,00025/ 0,866 = 0,0029 in = 0,0073 cm. 0,78

R S t S = 0,78

50,39 x 0,197 = 2,457 in = 6,24 cm

A).-Lado Menor del Cono: Calculo del Refuerzo Area Necesaria AN=Ar—Ae=14,92-0,109= 14,10 cm2. Distancia máxima a la junta cono-cilindro: daj=(RSxtS)0,5=(50,39x0,197)0,5= 3,15 in=8cm=80mm. Distancia máxima del centro de gravedad a la junta cono-cilindro: dCG =0,25x(RSxtS)0,5=0,5x(50,39x0,197)0,5= 0,7875 in=2cm=20mm Tomando un anillo de refuerzo formado por una T de pie pletina de 10x8 mm y de cabeza pletina 100x8 mm, situando su eje perpendicular a la pared del recipiente a 20 mm de la junta cumple, puesto que el area de la t es : A T e = 10x0,8+10x0,8 = 16 cm2 > A n = 14,1 cm2.

B)- Lado Mayor del Cono: Calculo del Refuerzo Cilindro Menor Radio Interior Cilindro Grande RS= 3560/2=1780mm=70,70in =178 cm. tS= 15-7=8 mm=0,315in = 0,8 cm (espesor real del cilindro sin corrosión). t= 6,99mm=0,272 in = 0,699 cm(espesor requerido en el cilindro).

ASME

61 PI 5.-COMPROBACION DE LA JUNTA DE UNION DE CILINDROS CON TRONCO DE CONO. PRESION INTERNA

B)- Lado Mayor del Cono: Calculo del Refuerzo Cono Lado Mayor tC=15-7=8mm= 0,315 in(espesor real del cono sin corrosión). tr requerido en el Cono= 8 mm =0,315 in. Para ángulo α ≤ 30º. α= 30º tS= 15—7=8 mm=0,315in = 0,8 cm (espesor real del cilindro sin corrosión). t= 6,99mm=0,272 in = 0,699 cm(espesor requerido en el cilindro). tC=15-7=8mm= 0,315 in = 0,8 cm (espesor real del cono sin corrosión). tr = 8mm=0,315 in = 0,8 cm. P= Presión de Diseño = 4 Kg/cm2= 56,88 psi. X= el menor de SSxE1=17500x0,85=14875 psi = 1046 Kg/cm2. o SCxE2= 17500x0,85=14875 psi = 1406 Kg/cm2. Y= SSESS = SCEC = 17500x27,7.106psi. SrEr=17500x27,7.106. K=Y/ SrEr= 1. En Tabla: P/X= 56,88/14875=0,00382 con este valor en tabla Apendice1.6-1 Lado Mayor tenemos Λ=20,46º. Como Λ=20,46º < es menor α= 30º hace falta estudiar refuerzo en la junta. Area Requerida de Refuerzo: Ar =[1/2X]x [ PxRL2x K]x(1- ∆/α)xtangα=[1/2x14875]x[56,88x70,072x1]x(1-20,466/30)xtan30 Ar =[1/2x14875] x 279269 x 0,318 x 0,577= 9,387 x 0,318 x 0,577=1,72in2=11,09 cm2.

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62 PI 5.-COMPROBACION DE LA JUNTA DE UNION DE CILINDROS CON TRONCO DE CONO. PRESION INTERNA B)- Lado Mayor del Cono: Calculo del Refuerzo Area excedente del cilindro que colabora para el refuerzo: AeL= 0,78 ( RLxtS)0,5+ [ ( tS-t) +( tC- tr)/cosα) ]=0,78 (70,07 x 0,315)0,5[ 0.10 9+0] AeL= 0,40 in2= 2,58cm2. 0,78 ( RLxtS)0,5 = 0,78

70,07 x 0,315 = 3,66

tS-t= 0,315- 0,272=0,043= 0,109 cm. tC-tr = 0,315- 0,315= 0 Area Necesaria AN=Ar—AeL =11,09-2,58= 8,51 cm2. Distancia a la junta cono-cilindro donde se puede colocar el refuerzo: daj =(RSxtS)0,5=(70,07x 0,315)0,5= 4,7 in=11,97cm ≅120mm. Distancia máxima del centro de gravedad del anillo a la junta cono-cilindro: dCG =0,25x(RSxtS)0,5=0,25x(70,07x 0,315)0,5= 1,17 in=3 cm ≅ 30mm. Tomando com anillo de refuerzouna pletina de 140x 8 mm perpendicular a la pared del Recipiente Area de la pletina = 14x 0,8 = 11,2 cm2 > A

N

= 8,15 cm.

El aro formado por la pletina de 140 x 8 mm se colocará a distanci de 30 mm de la junta de unió.

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63 PI.6.- EJEMPLO DE LA UNION DE CILINDRO CONO PARA SEMI-ANGULO α VÉRTICE MAYOR DE 30º

EN EL

Fondo a presion interior de diseño P= 4 kg/cm2= 56,88 psi. Cónico ½ Angulo Tronco de cono α = 45º Altura del cono hC o n o = 690 mm Lado Mayor Diámetro Exterior De = 21,65 inch =550 mm Diámetro Interior Di = 21,26 inch = 540 mm Eficiencia de Soldadura E = 0,85 Sd a T.D. = 15700 psi = 1104 Kg/cm2 Como ½ ángulo del cono α = 45º < 30º “NO PUEDE CALCULARSE CON ASME VII Div.I” SE APLICAN LAS PARTES B.0 Y B.2 DEL CÓDIGO AD-MERCKBLATTER QUE PERMITE QUE EL VALOR DEL ANGULO DEL CONO SEA HASTA DE α= 70 En la figura adjunta se muestran los parámetros que se utilizan para el calculo de los espesores necesarios en el cilindro y cono

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EN EL

Símbolos D a 1= Diámetro exterior del cilindro en mm = 550 mm. D K = Diámetro de diseño del cono en mm. t= t

C

s

g

s

l

Espesor nominal de la pared del cilindro = 5 mm.

= espesor nominal de la pared del cono =5 mm. = Espesor requerido en la pared del cono con refuerzo en mm . = Espesor requerido en la pared en la pared del cono y cilindro reforzada en mm.

x i = Longitud de refuerzo ( i = 1,2,3 ) en mm, en paredes del cono y cilindro..Ver figura adjunta. ϕ = Angulo del cono en º = 45º. P = Presión en Bar =4,0. Diseño en N / mm2 = 145,41N / mm2.

K = Limite Elástico del material a Temperatura de

S = Factor de seguridad a la presión de diseño = 1,5. ν = Factor de soldadura = 0,85. c

1

=Tolerancia admisibles del mínimo espesor = 0.

c2 = Corrosión = 0. r = Radio de curvatura en la junta de unión cilindro-cono =0

Calculo de el espesor y longitud del refuerzo a Presion Interna en lado del cilindro El valor de s

l

es función de ϕ,

x

1 r y ( EN LAS TABLAS 3.1 A 3.7 PARA CONOS cos φ D a1

CONVERGENTES EN ANEXO AL FINAL). En tabla 3.4 para ϕ =40º y en tabla 3.5 para ϕ =50º tenemos pS r s − c1 − c 2 4 x1,5 ϕ =40º con = = 0,00323 y =0 da l = 0,0048 15.x145,41x 0,85 D a1 15.K.ν D a1 ϕ =50º con

pS 4 x1,5 = = 0,00323 15.x145,41x 0,85 15.K.ν

y

s − c1 − c 2 r =0 da l = 0,0060 D a1 D a1

y

s − c1 − c 2 r =0 da l = 0,0054 D a1 D a1

interpolando para ϕ =45º con

pS 4 x1,5 = = 0,00323 15.x145,41x 0,85 15.K.ν

ASME


EN EL

Calculo de el espesor y longitud del refuerzo a Presion Interna en lado del cilindro s l = 0,0054x Da1 +c1 +c2 = 0,0054x550 +0+0 = 2,97 mm . D a1 (s l − c1 − c 2 ) =

x

1

=

x

2

=0,7

550 x (2,97 − 0 − 0 ) = 40,40 mm.

D a1 (s l − c1 − c 2 ) 550 x (2,97 − 0 − 0 ) = 0,7 = 0,7 cos φ cos 45

1633,5 = 0 0,7 x 48,06 = 33,64 mm. 0,7071

Calculo del espesor del refuerzo a Presion Interna en lado del cono

D

K

= D a1-2[ s l +r ( 1-cos ϕ) +x2 sen ϕ ] =550 –2[ 2,97+0+33,64 x0,7071] =550 –2x26,76

D

K

= 496,48 mm.

s

g

=

D k xP 1 1985,92 496,48x 4 1 x + c1 = x +0= x ,414 = 1,71 mm k 145,41 cosφ 0,7071 1643,98 20 x x ν - P 20 x x 0,85 - 4 1,5 S

COMO LAS PAREDES DEL CILINDRO Y CONO TIENEN UN ESPESOR DE 5 MM NO HAY QUE COLOCAR REFUERZOS POR PRESION INTERIOR YA QUE LOS ESPESORES SON MAYORES DE LOS QUE SE REQUIEREN

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66

PE-PRESION EXTERNA PE.1-CALCULO DEL ESPESOR DE ENVOLVENTES CILÍNDRICAS Y TUBOS BAJO PRESION EXTERNA UG-28 (a)-Las bases para el diseño de envolventes y tubos sometidos a la acción de la Presión Exterior, dadas en esta División, vienen dadas en el punto UG-28, y estan limitadas a envolventes cillindricas y tubos, con o sin aros de refuerzo,asi como a envolventes esféricas. Las Cartas usadas para determinar el mínimo espesor requerido estan en Subparte 3 de Sección II.Parte D Para una envolvente cilíndrica la longitud y /o el espesor de la misma, determinan el comportamiento a esfuerzos de abolladura (Buckling) y del Limite Elástico. Si se colocan en un recipiente cilíndrico aros de refuerzo estos reducen el valor de la longitud de abolladura por lo que también se reduce el valor de la Tensión de Buckling (abolladura). El uso del tipo de aros de refuerzo y su diseño estará de acuerdo con lo especificado en los puntos UG-29 y UG-30. En el caso de recipientes esféricos, solamente al aumentar o disminuir el espesor de dichos recipientes se puede conseguir un comportamiento adecuado para resistir los esfuerzos a que este sometido. Para él calculo de la Tensión de Trabajo Admisible en un recipiente sometido a presión Externa se realiza en sucesivas iteraciones de aproximación con la ayuda de Cartas adecuadas al tipo de material con el que se diseña, así como las correspondientes a las relaciones entre sus características geométricas. Estas bases de diseño para recipientes que “habrán de fabricarse para trabajar sujetos a presión externa de 15 Lb/pulg2(0,1Mpa) 1,0 Kg/cm2 o menores, y que llevaran la placa con el símbolo de la norma para indicar que cumplen con las reglas para presión externa. Un recipiente que se haya diseñado y construido de acuerdo con el Código para Presión Interna y que se requiera para actuar bajo Presión Externa de 156 Lb/inch2 = 1,0 Kg/cm2, o menor, no necesita diseñarse con las Normas para la actuación bajo presión externa. En este caso no deberá llevar marcada la capacidad nominal para presión externa con el sello de la Norma, a no ser que cumpla con los requisitos que obliga la Norma para presión externa.

PE.1.1-PRESIÓN DE PRUEBA Los recipientes diseñados a vacío o a vacío parcial, que solo dispongan de una envolvente, serán sometidos a una prueba hidrostática interna, o si ello no es posible a una prueba neumática, de acuerdo con UG-99 (f) Cualquiera que sea la prueba que se realice tendrá que ser a una Presión no menor de 1,5 veces la diferencia entre la presión atmosférica normal y la presión interna absoluta mínima de diseño según UG-99 (f) Para prueba neumática véase UG-100

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67 RESUMEN PARA EL CALCULO DE CILINDROS BAJO PRESION EXTERNA

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68

PE.1.3- CALCULO DEL ESPESOR ENVOLVENTES CILÍNDICAS Y TUBOS BAJO PRESIÓN EXTERNA UG-28 (b)- Nomenclatura A = Factor determinado en Fig-G para cilindros Do/t ≥10 Para Do/t <10 ver ver UG-28( c )(2) B = Valor de tensión admisible a compresión en psi ( Lb/in2) = O Kg/cm2 determinado en las cartas en las paginas al final del capitulo , en función del valor obtenido para A, Do = Diámetro exterior del cilindro o tubo en inch O cm. E = Modulo de Elasticidad del Material a la Temperatura de Diseño en psi (Lb/inch2) ,KP/cm2. L = Longitud total del tubo en inch = O cm, se tomara la mayor de: a)- La distancia entre las cabezas mas 1/3 de la profundidad de las cabezas, si no llevan aros de refuerzo (excluyendo las cabezas de sección cónica) Figura inferior en pulgadas o cm. b)-La distancia entre la junta de unión de un Cono-Cilindro, para cilindro con un cono o cabeza cónica Si no llevan aros de refuerzo en pulgadas o cm. c)-La mayor distancia entre dos aros de refuerzo adyacentes cualesquiera en pulgadas o cm. d)-La distancia desde el centro del primer aro de refuerzo a la línea de la junta del cilindro con la cabeza mas 1/3 de la profundidad de la cabeza (excluyendo las cabezas de sección cónica) en pulgadas o cm. e) -La distancia desde el primer aro de refuerzo en el cilindro hasta la junta de unión del ConoCilindro en pulgadas o cm. f) -La distancia equivalente de una cabeza cónica a una sección, es dada en el punto en pulgadas o cm. g) –La distancia del centro del primer aro de refuerzo a la línea de tangencia de la cabeza mas un tercio de la profundidad de la cabeza en pulgadas o cm. P = Presión Externa de Diseño en psi (Lb/inch2) ,Kp/cm2. Pa = Presión Admisible de Trabajo en psi (Lb/inch2) o Kp/cm2 calculada para el valor del espesor t que se considere . Ro = Radio exterior de la esfera en condiciones de corrosión en inch(pulgadas) o cm. t = Mínimo espesor requerido en el cilindro, tubo o esfera sin corrosión en inch(pulgadas) o cm. t n =Espesor nominal del cilindro o tubo en inch o cm.

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69 PE.1.3- CALCULO DEL ESPESOR ENVOLVENTES CILÍNDICAS Y TUBOS BAJO PRESIÓN EXTERNA UG-28

En la Figura adjunta se muestra que longitud debe considerarse en un recipiente según no tenga aros de refuerzo o si que los tenga.

Figura- PE.1.1

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70 PE.1.4- LONGITUD EQUIVALENTE DE UN CILINDRO PARA PRESIÓN EXTERNA UG-28

Figura-PE.1.2- Representación de líneas soporte en envolventes Cilíndricas Nota-(1): Cuando la junta cono-cilindro, knucle-cilindro no es una línea de soporte, el espesor nominal del cono, knucle o sección toroconica no será menor que el espesor mínimo requerido en la envolvente cilíndrica adyacente. Nota-(2): Los cálculos deben de hacerse usando el diámetro y el correspondiente espesor de cada sección con la dimensión L mostrada en la figura. Nota-(3) : Cuando la junta entre cono-cilindro o knucle-cilindro es una línea soporte, el Momento de Inercia será de acuerdo con el punto P.E-7 de este capitulo formulas-P.E-7.8 y P.E-7.9 (Apendice 1-8 ASME)

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71 PE..1.6- CALCULO DE ENVOLVENTES CILÍNDICAS Y TUBOS BAJO PRESIÓN EXTERNA UG-28 ( c )-El mínimo espesor requerido para envolventes cilíndricas o para tubos bajo presión externa, sin soldadura o con juntas longitudinales a tope, se determina mediante las siguientes etapa. (c)(1) -Para los cilindros que cumplan Do / t ≥ 10. Etapa-1 Se toma un valor cualesquiera para t y se determinan los valores de L/Do y de Do/t Etapa-2 Se entra en la Figura -G de la Pag-87 con el valor de L/Do determinado en Etapa-1. Para valores de L/Do mayores que 50, se entra en la carta con el valor de L/Do=50. Para valores de L/Do menores que 0,05 se entra con el valor de L/Do = 0,05. Etapa-3 Mueva horizontalmente en la línea el valor de Do/t determinado en Etapa-1. Se puede interpolar para valores intermedios de Do/t.. En el punto de intersección con el valor de L/Do se baja la perpendicular hasta la base donde se obtiene el valor de A. Etapa-4 Utilizando el valor de A determinado en la Etapa-3, se entra en la correspondiente carta del tipo de material del recipiente() Paginas-89 a 91. Se mueve desde el valor de A, verticalmente hasta la intersección con la línea de temperatura. La interpolación entre líneas es permitida. En caso de que el valor A caiga a la derecha del final de la línea de temperatura, se asume que la intersección de la vertical desde A, se hace con la horizontal trazada desde el extremo superior final de la línea de temperatura. Si el valor de A cayese a la izquierda de la línea del material hay que actuar como en la Etapa-7. Etapa-5 Desde el punto de intersección de las líneas de la Etapa-4, se traza una horizontal hacia la derecha de la carta, en la cual se encuentra el correspondiente valor de B.en psi (Lb/in2) ( si se divide por 14,22 tenemos el valor en Kp/cm2). En los Graficos de materiales el valor de B viene dado en Psi (Lbs/in2) “ Etapa-6 Con el valor de B determinado en la Etapa-5, se calcula el valor de la Máxima Presión Externa Admisible Pa mediante la formula: Pa =

4B P.E-3.3.1.1 D  3 o   t 

B= Tensión de compresión en Graficos dado en Psi( Lbs/in2) que dividiso por 14,21 tenemos su valor en Kp/cm2. Pa = Presión admisble en Lbs/in2 o bien en Kp/cm2, según sea las unidades de B.

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72 PE..1.6- CALCULO DE ENVOLVENTES CILÍNDICAS Y TUBOS BAJO PRESIÓN EXTERNA UG-28 (c)(1) -Para los cilindros que cumplan Do / t ≥ 10.

Etapa-7 Para valores de A que caen a la izquierda de la línea de temperatura del metal el valor de Pa, se determina mediante la formula: Pa =

2AE D  3 o   t 

P.E-3.3.1.2

Si se usan valores tabulados , se determina B en la etapa-4 y se aplica en la ecuación de la etapa-6. E = Modulo de Elasticida del material en Lbs/in2 o bien en Kp/cm2. Pa = Presión admisble en Lbs/in2 o bien en Kp/cm2, según sea las unidades de E. Etapa-8 El valor de Pa determinado en las Etapa-6 o en la Etapa-7 se compara con el valor de la Presión de diseño P. Si Pa ≥ P el valor del espesor t seleccionado inicialmente es valido. Si Pa < P el valor del espesor t seleccionado inicialmente no es valido. Cuando proceso

Pa < P se toma un nuevo valor del espesor t mayor que el inicial y se rehace todo el

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73

PE.1.6- CALCULO DE ENVOLVENTES CILÍNDICAS Y TUBOS BAJO PRESIÓN EXTERNA UG-28 ( c) (2)-Para los cilindros que cumplan Do / t < 10. El mínimo espesor requerido para envolventes cilíndricas o para tubos bajo presión externa, sin soldadura o con juntas longitudinales a tope, se determina mediante las siguientes etapa: Etapa-1 Con los mismos métodos anteriores se determina el valor de B para Do / t < 10. Para valores de Do / t < 4 el valor de A puede calcularse usando la formula: A=

1,1  Do     t 

2

P-E-3-3.2.1

Para valores de A > 0,10 úsar el valor 0,10. Se determina el valor de B en Lbs/in2, una vez se tiene el valor de A de la misma forma que en (c ) (1). Etapa-2 “En los Graficos de materiales el valor de B viene dado en Psi (Lbs/in2) “ Usando el valor de B obtenido en la anterior Etapa-1 calcular el valor de Pa1 por la formula:

Pa1

   2,167  =  − 0,0833 B   Do     t    

P.E-3-3.2.2

Pa1= Presión admisble en Lbs/in2 o bien en Kp/cm2, según sea las unidades de B

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74

PE.1.6- CALCULO DE ENVOLVENTES CILÍNDICAS Y TUBOS BAJO PRESIÓN EXTERNA UG-28 ( c) (2)-Para los cilindros que cumplan Do / t < 10. Etapa-3 Calcular el valor de Pa2 por la formula

Pa2

   2S  1  = 1− Do   Do     t   t  

P.E-3-3.2.3

S es el menor de 2 veces la Máxima Tensión Admisible a la temperatura de diseño dado en las tablas, o bien 0,9 veces el tabulado Limite Elástico del material a la temperatura de diseño. (a)- Para una curva de temperatura dada, se determina el valor de B que corresponde en el lado a la derecha de la terminación del punto de la curva. (b) – El Limite Elástico es dos (2) veces el valor de B obtenido en (a). Etapa-4 El menor de los valores calculados de Pa1 o de Pa2 en las etapas anteriores será usado como Presión Externa Máxima de Trabajo. Si el valor de esta Presión de Trabajo calculada es mayor que la Presión Externa de Diseño Pa ≥ P el espesor tomado es valido. Si el valor de esta Presión de Trabajo calculada es menor que la Presión Externa de Diseño Pa > P el espesor tomado no es valido. Hay que tomar un espesor mayor y rehacer todos los cálculos. En todos los casos si se quiere tener un espesor prefijado del cilindro hay que variar la longitud del recipiente mediante la colocación de aros de refuerzo. Pa1 y Pa2 = Dadas en Lbs/in2 si B y S se tienen su valor en Lbs/in2. Si se quiere el valor en kg/cm2 basta dividir los valores respectivos de S y B por 14,21.

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75

PE.1.6- CALCULO DE ENVOLVENTES CILÍNDICAS Y TUBOS BAJO PRESIÓN EXTERNA UG-28 ( d) – Envolventes esfericas El mínimo espesor requerido en una envolvente esferíca bajo presión externa, fabricada sin soldadura o con juntas soldadas a tope , se determina mediante las siguientes etapas: Etapa-1 Se toma un valor para el espesor t de la esfera y se calcula el valor del factor A por la formula.

A=

0,125  Ro     t 

P.E-8.1

Ro = radio exterior de la esfera en inch o cm T= Espesor de la esfera en inch o cm Etapa-2 Con el valor de A calculado entrar en la correspondiente carta del material de la esfera, desde el valor de A subir la vertical hasta cortar a la línea de temperatura.La interpolación esta permitida. Si el valor de A cae fuera de la derecha del extremo superior de la línea de temperatura se traza la vertical desde A hasta cortar la horizontal trazada por ese extremo superior . Si son usados valores tabulados el máximo valor tabulado será el usado. Para valores de A que quedan fuera temperatura seguir la Etapa-5.

a la izquierda del extremo inferior de la línea de

Etapa-3 Desde el punto de intersección hallado en Etapa-3 se traza la horizontal para encontrar el valor de B en psi (Lb/in2) = O bien Kg/cm2.mediante la correspondiente transformación. Etapa-4 Con el valor de B encontrado se calcula el valor de la Máxima Presión Exterior de Trabajo Pa con la formula:

Pa =

B  Ro     t 

P.E-8.2

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PE.1.6- CALCULO DE ENVOLVENTES CILÍNDICAS Y TUBOS BAJO PRESIÓN EXTERNA UG-28 ( d) – Envolventes esfericas Etapa-5 Para valores de A que salgan a la izquierda del extremo inferior de la línea de temperatura el valor de B puede calcularse por:

B=

0,0625E  Ro     t 

2

E = Valor del Limite Elástico del material a Temperatura de Diseño en Psi (Lbs/in2) o Kp/cm2. Si valores tabulados son usados, determine B en la etapa-2 y aplique en la ecuación en la etapa-4. Etapa-6 Se comparan los valores de Pa obtenidos en las Etapas –4 y 5 con la Presión de Diseño Exterior P. Si Pa ≥ P el espesor seleccionado es valido. Si Pa < P el espesor seleccionado no es valido, hay que adoptar uno superior y rehacer los Calculos.

( e)- La presión externa de diseño, o máxima admisible presión externa de trabajo, no será menor que la máxima diferencia esperada entre la presión en operación que puede existir entre el lado exterior e interior en el recipiente. ( f)-. Un recipiente que se haya diseñado y construido de acuerdo con el Código para Presión Interna y que se requiera para actuar bajo Presión Externa de 15 Lb/inch2 = 1,0 Kp/cm2= 0,1 MPa, o menor, no necesita diseñarse con las Normas para la actuación bajo presión externa. En este caso no deberá llevar marcada la capacidad nominal para presión externa con el sello de la Norma, a no ser que cumpla con los requisitos que obliga la Norma para presión externa. ( g)- Cuando una junta longitudinal es de solape en una envolvente cilíndrica, o cualquier junta de solape en una envolvente esférica, bajo presión externa, el,espesor de la envolvente será determinado, por las reglas de este párrafo, excepto que 2P será usada en el lugar de P, en los cálculos del requerido espesor. (h)-Las juntas circunferenciales en envolventes cilíndricas pueden ser usadas de tipo permitido por el Código y serán diseñada para las cargas impuestas.

cualquier

( i). Aquellas porciones de camaras a presiónde en recipientes sujetos al colapso por presión y que tengan otra forma que aquella de un cilíndro o cabeza completamente circular , y tambien en recipientes cilíndricos encamisados solo sobre una porción de la circunferencia, serán totalmente atirantada de acuerdo con UG-47 a UG-50 o será sometida a un test en cumplimiento con UG-101(p)

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77 PE.1.6- CALCULO DE ENVOLVENTES CILÍNDICAS Y TUBOS BAJO PRESIÓN EXTERNA UG-28 (j)- Cuando se necesite, un recipiente sera dotao con rigidizadores, u otras medidas en adiciónales de soporte, para prevenir sobreesfuerzos o grandes distorsiones bajo la acción de las cargas externas por presión y temperatura.

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78 PE.1.7.-EJEMPLO DE CALCULO DE UNA ENVOLVENTE CILINDRICA A PRESION EXTERNA Por UG-28 (f) para presiones exteriores de 15 psi o menores se tomara 15 psi. La Presión Atmosférica es P=1,0 Kp/cm2=14,21 psi< 15 psi=1,054 Kp/cm2. Se toma como Presión de Diseño P=15 psi=1,0 Kp/cm2. Envolvente Cilíndrica Diámetro Exterior D0 =820mm = 82 cm =32,28 in. Diámetro Interior D =800mm = 80 cm =31,49 in . Espesor Nominal tn= 10 mm =0,393 in. Espesor sin Corrosión t=10-1,5=8,5 mm= 0,334 in. Altura entre lineas de tangencia LS= 10300 mm = 405,51 in. h=Altura de las cabezas= 8,07in=204,98 mm. Material A-516 Gr 60 S d= 15.000 psi = 1054,8 Kp/cm2. E= Modulo de Elasticidad = 27,58x 106psi =1,93x106 Kp/cm2. Factor de Soldadura E=0,85. Corrosión = 1,5 mm = 0,059 in. tm= Mínimo espesor Admisible sin Corrosión = 1/16”=0,0625”=1,58 mm por UG-16 b). Calculo de la Presión Máxima Admisible Pa de trabajo para un espesor supuesto de t=7 mm=0,275 in. Para Do/t=32,28/0,275=117,38>10. Etapa 1 Con L/Do=410,89/32,28= 12,73. Siendo L=LS=Longitud entre tangentes de las cabezas del recipiente + 1/3 altura de la cabezaa cada lado. L=LS=10300+2/3x204,98 =10436,65 mm=1043,665 cm = 410,89 in. Etapas 2ª y 3ª En Grafico P.E-15.1 Volumen II Parte D Spt-3 Fig G. L/Do=410,89/32,28= 12,73 y Do/t=32,28/0,275=117,38. Tenemos A=0.000097

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79 PE.1.7.-EJEMPLO DE CALCULO DE UNA ENVOLVENTE CILINDRICA A PRESION EXTERNA Etapa 4ª En Grafico –P.E-15.2 Pra material SA-516, con el valor de A se sale de la tabla luego hay que aplicar Etapa 7ª Pa=2/3[AxE/(D0/t)]=2/3[0,000097x27,58x106/ 117,38]= 15,19 psi = 1,068 Kp/cm2 Como Pa= 1,068 Kg/cm2=15,19 psi > P= 1,054 Kg/cm2=15 psi ESTE ESPESOR ES VALIDO PARA PRESION EXTERIOR, PERO COMBINADO CON LOS DE VIENTO Y PESO SOBREPASA EL ESPESOR NOMINAL, POR LO QUE SE COLOCA UN REFUERZO EXTERIOR EN LA MITAD DE LA ALTURA CALCULO COLOCANDO UN ARO DE REFUERZO A MITAD DE ALTURA En estas condiciones L=1/2 Distancia del Aro de Refuerzo a la L.T con una Cabeza+1/3 Altura de la Cabeza. Distancia del Aro de Refuerzo a la L.T con Cabeza/Fondo=10300/2=5150 mm. L=5150+1/3x204,98 = 5218,32mm=205,44 in. Adoptando un espesor para calculo de t=6mm=0,236 in. L/Do=205,44/32,28=6,36 y Do/t=32,28/0,236=136,78. en Fig-5-UG-28.O Ap-5 Tenemos: A=0,00013. En Grafico P.E-9.2 (Carta CS-1 en ASME II-Parte D Subparte 3) con el valor de A se sale de la tabla luego hay que aplicar Etapa 7ª. Pa=2/3[AxE/(D0/t)]=2/3[0,00013x27,58x106/ 136,78]= 17,47 psi = 1,23 Kg/cm2 VALIDO EL ESPESOR DE 6 MM POR PRESION EXTERIOR PARA ACCIONES COMBINADAS

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80 PE.2.-AROS DE REFUERZO EN ENVOLVENTE CILINDRICAS PARA PRESIÓN EXTERNA UG-29 ( a)- Aros externos de refuerzo serán añadidos a la envolvente mediante soldadura. Aros de refuerzo interiores no deben de ser unidos a la envolvente, cuando los aros son diseñados para soportar las cargas y un adecuado medio de soporte sera suministrado al aro cuando esta sujeto a las cargas por presión externa. Segmentos de aro no seran añadidos cuando los requerimientos de UG-29( c) son esperados Hay dos opciones, el considerar solo el aro de refuerzo o bien considerar el aro de refuerzo en combinación con la pared del recipiente bajo la acción de la presión Externa. En cualquiera de ambos casos, el Momento de Inercia del aro o de la combinación del aro y la pared será igual o mayor que el requerido Momento de Inercia de la pared o de la pared y aro respectivamente. Aro de refuerzo a solas o combinado con el casco Nomenclatura empleada P = Presión Externa en psi A= Factor determinado en la grafica del material utilizado para el aro de refuerzo de la Fig-G AS = Area de la sección transversal del Aro en pulg2o cm2. E = Modulo de Elasticidad del material en psi (Lbs/in2), kp/cm2. IS = Momento de Inercia requerido del anillo de refuerzo respecto a su eje neutro, paralelo al casco en pulg4 o cm4. I’S = Momento de Inercia requerido del anillo de refuerzo combinado con la sección del casco que se tome como contribuyente al Momento de Inercia. I = Momento de Inercia disponible en la sección transversal del aro de refuerzo solo, referido a su eje neutro paralelo al eje del recipiente inch4 o cm4. I’= Momento de Inercia disponible en la sección transversal del aro de refuerzo combinado con la envolvente, referido a el eje neutro de la seccion compuesta paralelo al eje del recipiente inch4 o cm4. El espesor nominal

de la envolvente tS debe de ser usado y el ancho de la envolvente que

contribuye al momento de inercia de la sección combinada no será mayor que a = 1,1 D o t inch (pulgadas) o cm, tomándose la mitad de este valor a cda lado del C.G del aro. La mitad = 0,55 D o t a cada lado del aro.

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en

81 PE.2.-AROS DE REFUERZO EN ENVOLVENTE CILINDRICAS PARA PRESIÓN EXTERNA UG-29 Aro de refuerzo a solas o combinado con el casco Nomenclatura empleada Los valores de las secciones de la envolvente no contribuyen al área requerida, solo contribuye el área del aro. LS =uno de los valores siguientes: (1) Suma de la mitad de las distancias a ambos lados de los aros de refuerzo, desde la línea del centro entre dos aros a a la línea del centro entre los aros siguientes, medida paralelamente al eje en ipulgadas o cm. (2) Distancia desde la línea del centro del anillo a la línea de la cabeza situada a 1/3 de su altura en pulgadas o cm. (3) Distancia desde la línea del centro del anillo a una conexión de encamisado en pulgadas ocm. (4) Distancia desde la línea del centro del anillo a la unión del cono con el cilindro en pulgadas o cm. t = Espesor mínimo requerido en la pared del recipiente en pulgadas o cm. Do = Diámetro exterior del recipiente en pulgadas o cm. Proceso 1)-Seleccionar

un tipo de aro de refuerzo y determinar el área As de su sección transversal .

2)-Suponer un número de aros y distribuirlos igualmente en la sección encamisada, la unión del cono-casco, o la línea de la cabeza situada a 1/3 de profundidad de su altura y determinar el valor de LS. 3)-Calcúlese el Momento de Inercia del aro seleccionado o del aro combinado con la sección del casco. 4)-El Momento de Inercia requerido del aro de refuerzo no deberá ser menor que: Formulas P.E –2.1 Aro Solo

Aro Combinado con Pared

 A  D 2o LS  t + S A LS   IS = 14 P.E-2.1.

 A  D 2o LS  t + S A LS   I’S = 10,9 P.E-2.2

A continuación se sigue el proceso siguiente:

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82 PE.2.-AROS DE REFUERZO EN ENVOLVENTE CILINDRICAS PARA PRESIÓN EXTERNA UG-29 Proceso

Etapa-1 Determinar

  3  PD o B= 4  t + AS  LS 

el valor de B por la formula

   Formula P.E-2.3   

P = Presión en Psi (Lbs/in2) ,Kp/cm2. Do = Diámetro exterior en inch (pulgadas) o cm. AS = Area de la sección del aro en inch2 ( pulgadas2) o cm2. LS = Longitud definida en este punto dado en inch (pulgadas) o cm. t= Espesor de la envolvente ( pared del recipiente en inch (pulgadas) o cm. B = en Lbs/in2 , Kp/cm2 Etapa-2ª Si los valores tabulados son usados la interpolación lineal o cualquier otro metodo de interpolación racional puede ser usado para determinar un valor de A que esta entre dos de los valores tabulados para una temperatura especificada. La interpolaciónlineal puede ser usada para determinar A para valores intermedio de temperatura que estan entre dos hojas de valores tabulados, después de la primeradeterminación del valor de A para cada hoja de valores. El valor de A que se determine es el que será aplicado en las ecuaciones I’ o I’S de las etapas 6 y 6b. En los Graficos de materiales el valor de B viene dado en Psi (Lbs/in2) “ Etapa-2b Si se usan las cartas de materiales entrar en el lado derecho de la carta del material con el valor de B calculado en etapa-1. Si son diferentes los materiales usados en la envolvente y el aro, use la carta del material parala que sea mayor el valor de A.

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83 PE.2.-AROS DE REFUERZO EN ENVOLVENTE CILINDRICAS PARA PRESIÓN EXTERNA UG-29 Etapa-3 En la carta desde el valor de B se traza una horizontal hacia la izquierda hasta cortar a la linea material/ temperatura: Para valores de B inferiores que no corten a la línea de material/temperatura ver etapa-5. Etapa-4 Desde el punto de corte de la horizontal con la curva material/temperatura bajar la vertical y obtenemos el valor de A. Etapa-5 Para valores de B inferiores que no corten a la línea de material/temperatura temperatura de diseño el valor deA puede calcularse por la formula

A=

2B E

a la

P.E-2.4

A= Valor numerico sin unidades E = Modulo de Elasticidad del material en Psi (Lbs/in2) ,kp/cm2. B= tensión a compresión del material cen Psi (Lbs/in2) dividiendo por 14,21 kp/cm2. Etapa-6ª En el caso de que se considere solo el aro, se calcula el valor del Momento de Inercia requerido -IS - en el aro con la correspondiente formula. Etapa-6b En el caso cuando la sección a considerar es la de aro-envolvente se calcula el Momento de Inercia requerido -I’S.- en la sección. Etapa-7ª En el caso del aro solo se considera el Momento de Inercia que suministra el aro -I-. Etapa-7b En el caso cuando la sección a considerar es la de aro-envolvente se calcula el Momento de Inercia que suministra la sección compuesta -I’-. Etapa-8 Si el Momento de Inercia requerido es mayor que el Momento de Inercia de la sección seleccionada, para estos casos cuando el aro de rigiden no es añadido, o cuando la combinación aro-envolvente no es considerada, una nueva sección con un mayor momento de Inercia debe de ser seleccionada; el aro debe de ser unido a la envolvente y la combinación será aceptada; o la combinación del aro-envolventela que previamente no fue considerada si lo es ahora.

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84 PE.2.-AROS DE REFUERZO EN ENVOLVENTE CILINDRICAS PARA PRESIÓN EXTERNA UG-29 Etapa-8 Si el momento de Inercia requerido es mayor que el momento de inercia suministrado para el caso cuando la combinación aro-envolvente fue considerada, entonces una nueva sección con mayor Momento de inercia debe seleccionarse. Si el momento de Inercia requerido es menor que el Momento de Inercia suministrado solo por el aro o bien por el aro-envolvente, cualquiera de ambas Serra la solución aceptable. (b)- Los aros de rigidez eran extendidos por completo alrededor de toda la circunferencia del cilíndro, excepto como es permitido en el apartado ( c) de este parrafo. Cualquier unión entre los finales o sección tal como el aro, como0 es mostrado en la Fig-UG29.1 A y B, y cualquier conexión entre adyacentes porciones de aros rigidizadores partidos en el interior o exterior del recipiente, en Fig-29.1 será hecha, de modo que el momento de inercia requerido en la combinación aro-envolvente se conserve. ( c)- Las partes de los aros de refuezo en el interior del recipiente pueden ser colocadas como aparece en la Fig-29.1 E y F, suministrando el requerido momento de inercia del aro en –E- o en la combinada sección aro-envolvente en F, manteniendo el valor dentro de la sección indicada. Donde la separación en A o B, no exceda en ocho (8) veces al espesor de la chapa de la envolvente, el momento de inercia del combinado aro-envolvente puede ser usado. Cualquier separaciónen la porción del aro de refuerzo soportando la envolvente Fig-29.1 D y E no excedera la longitud del arco dado en Fig-29.2, a menos que un refuerzo adicional sea suministrado como en la Fig-29.1 C, o a menos que se cumpla: ( c ) (1). Solamente un arco de envolvente sin soporte es permitido por aro. ( c) (2)- La longitud del arco de envolvente sin soporte no excedera de 90º. ( c ) (3)-El arco sin soporte en aros adyacentes estara alternado cada 180º. (c ) (4)- La dimensión L definida en UG-28(b), es tomada como la mayor de las siguientes. La distancia entre aros alternativos, o la distancia desde la línea de tangencia en la cabeza a el segundo aro de refuerzo mas un tercio de la profundidad de la cabeza. (d) -Cuando estructuras planas interiores son perpendiculares al eje longitudinal del cilindro (como es un plato de borboteo o chapas difusoras) son usadas en el recipiente, ellas pueden tambien ser considerada, que actuan como aros de refuerzo que suministran la función que es deseada. ( e)-Cualquier refuerzo interior o soporte usado como refuerzo de la envolvente soportara completamente junto a la envolvente del recipiente como un aro intermedio continuo. (f ) –Cuando ambas barras de cierre u otros aros son añadidos , en el interior de la envolvente y en el exterior de la camisa de un recipiente, con presión en el espacio entre la camisa y el interior de la envolvente, esta construcción tiene un adecuado refuerzo inherente, y como quiera las reglas de este parrafo no aplican

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85 PE.2.-AROS DE REFUERZO EN ENVOLVENTE CILINDRICAS PARA PRESIÓN EXTERNA UG-29( b)

Fig-29.1

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86 PE.2-AROS DE REFUERZO EN ENVOLVENTE CILINDRICAS PARA PRESIÓN EXTERNA UG-29( b)

Fig-29.2 MÁXIMO ARCO DE ENVOLVENTE SIN SOPORTE POR CAUSA DE SEPARACIÓN EN EL ARO DE REFUERZO DE UN CILINDRO BAJO PRESION EXTERNA

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87 PE.3..-COLOCACION DE LOS ANILLOS DE REFUERZO UG-30 (a)- Los anillos de refuerzo pueden colocarse en el interior como en el exterior del recipiente,excepto para la configuración permitida en UG-29, serán unidos a la envolvente por soldadura El aro debe de estar esencialmente en contacto con la envolvente y cumplir con UG29 (b) y ( c ). (b)- Los anillos serán unidos a la envolvente por cordones de soldadura o con pernos, continuos, intermitentes o combinación de ambos. Son aceptables los metodos de unión de la Fig-UG-30. ( c)-La soldadura intermitente será colocada en ambos lados de los arosy puede ser alterna o continua. La longitud de un segmento de un filete de soldadura no será menor que 2 in( 50mm)y tendra un un máximo de espacio entre segmentos de soldadura adyacentes de 8t para aros externos y de 12t para aros internos, donde –t- es el espesor de laenvolvente a la que se suelda el aro La longitud total de la soldadura intermitente en cada lado del anillo de refuerzo debera de ser: (1)No menor que la mitad (1/2) de la circunferencia perimetral externa del recipiente para aros exteriores. (2)No menor que un tercio (1/3) de la circunferencia del recipiente para aros interiores (d )- Una soldadura continua con penetración total es valida ( Ver imagen en Fig UG-30 .2 (e ). Filetes continuos de soldadura o de pernos en un lado del aro con soldadura o pernos intermitente en el otro es aceptado, imágenes (a ), (b), ( c) y (d ) de Fig-UG-30, cuando el espesor -t w - del aro especial (imágenes (a ) y ( c) ) o la anchura –w- del acoplamiento en tre el elemento de rfuerzo (aro) y envolvente ( imágenes UG-30 (b ) y (d)) no es de mas de 1 in (25 mm).Los segmentos soldados tendrán una longitud no menor de 2 in (50 mm), y habra una separación máxima entre segmentos adyacentes de 24t. ( e)- Resistencia de las uniones soldadas Los aros de refuerzo unidos por soldadura serán dimensionados para resistir la carga total por presión radial entre la envolvente y los aros, y la carga de cortadura actuando radialmente en la sección transversal del aro de refuerzo, causada al soportar los aros las cargas de diseño externas , calculada la carga de corte radial al 25% de la carga de compresión en el aro. (1)- La carga por presión radial

F

(2)- La carga radial de corte

V = 0,01 x P x Ls x Do.

R

=PxL

S

( Lb/in).

(3)- L os valores de P, Ls y Do son definidos en UG-29. ( f) Mínima dimensión de la soldadura de unión La altura ( leg) del filete de soldadura( triangulo isosceles ) será no menor que: (1)- 1 /4 in (6 mm). (2)- Espesor de la envolvente en el lugar donde se haga la solddura. (3)- Espesor del aro en el lugar de la soldadura

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88 PE.3..-COLOCACION DE LOS ANILLOS DE REFUERZO UG-30

Fig .UG-30.1

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89 PE.3..-COLOCACION DE LOS ANILLOS DE REFUERZO UG-30

Fig UG-30.2 Tipos de Soldadura en los Aros de rigidez

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90 PE.4EJEMPLO DE CALCULO DE LOS AROS DE REFUERZO UG-30 Se considera un anillo colocado a la mitad de altura del recipiente de altura entre L.T de las cabezas h= 10300mm y con cabezas de altura h= 204,98 mm y Diámetro Exterior Do = 820 mm Se considera el refuerzo formado un aro de pletina 50x10mm, perpendicular al casco, y que forma con el una T cuya cabeza (1) es el tramo de la envolvente (casco) que colabora en el refuerzo, y el pie (2) es el aro formado por una pletina. (Figura adjunta P.E-4.1) Fig P.E-4.1

El pie P de la T es el propio aro exterior normal a la Envolvente Cilíndrica y colocado a la mitad de la longitud entre las L.T. = 10300 mm La longitud del casco que refuerza es L= 1,1(Do x tc)0,5 = 1,1 ( 82x1)0,5 =1,1x 9,055=9,96 cm Los ejes X e Y de la Sección en T son los referidos a su C. de G. Eje X. Paralelo al eje longitudinal del cilindro envolvente y que pasa por el C de G de la sección en T cuya ordenada es YCG Eje Y: Perpendicular al eje longitudinal del cilindro envolvente y que pasa por el C. de G de la sección en T La cabeza C es el trozo de envolvente de ancho L=1,1[ D0xt]0,5 y espesor t de la envolvente tC =10 mm = 1 cm El pie de la T formado por el propio Aro soporte de : hP = 50mm = 5 cm = =1,968 in y tP=10mm = 1 cm =0,394 in Ordenada de su Abcisas de su C.de G C. de G cm cm Aro(pie de la T) Casco(Cabeza la T)

Yp=YC+0,5hp XP =0 Yp= 1+0,5x5=3,5 deYC = 0,5 tC XC =0 YC= 0,5x1=0,5

Areas cm2

Momentos de Inercia referido a su C.deG cm4

AS=h P x tP IP=1/12 x tP x h3P AS = 5x1 =5 IP =1/12x1x 53=10,42 AC = LxtC IC =1/12xLxt3C AC = 9,96 x 1IC=1/12x9,96x13=0,83 =9,96

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91 PE.4EJEMPLO DE CALCULO DE LOS AROS DE REFUERZO Calculo del Momento de Inercia Disponible Areas cm2

ΣA cm2

Aro(Pie de la T) AS = 5x1 =5 AS+AC= Casco(Cabeza deAC = 9,96 x 15+9,96 ΣA= 14,96 la T) =9,96

Ordenada del C. de G de la seccion compuesta YCG cm ASYP= 5x3,5 = 17,5 YCG= ΣAY = ACYC=9,96x 0,5= 4,98 ΣA ΣAY=17,5+4,98=22,48 22,48 =1,5 14,96 YCG=1,5; XC=0 ΣAY cm2xcm

El que corresponde a la sección compuesta en forma T referido al eje que pasa por su C.de G y es paralelo al eje longitudinal del cilindro envolvente. Σ A (YCG-Y)2 IT=ICT+IPT = HIC +AC(YCG – YC)2 +HIP +AS AC(YCG – Y9)2= Σ I +Σ Momentos de Inercia I cm4 IP =10,42

Distancias d2=(YCG-Y)2 cm2

Σ A(YCG-Y)2 cm4

Momento InerciaTotal IT cm4 Aro(Pie de la T) d2P= (YCG-YP)2 AS(d P)2= 5x4=20 IT=ΣI+ΣAd2 2 2 d P= (1,5-AS(d P) =20 IT = 3,5)2=22=4 11,25+29,96 d2P= 4 IT= 41,21 2 Casco(Cabeza deIC=0,83 d2C= (YCG-YC)2 AC( d C) = la T) d2C= (1,5-9,96x1=9,96 0,5)2=12=1 AC( d C)2=9,96 2 d C= 1 Sumas ΣI ΣAd2=20+9,96=29,96IT = 41,21 cm4 IT= 0,99 inch4 =10,42+0,83=11,25 ΣAd2=29,96 ΣI =11,25 ICT=IC +ACxdC2: IPT=IP +APxdP2 Aplicando de Steiner (COMPROBACÓN) P= Presión de Diseño Exterior =15 psi = 1,055 Kp/cm2. D0= Diámetro exterior envolvente = 820 mm=32,28 in = 82 cm. t= Espesor envolvente sin corrosión =10-1,5=8,5 mm= 0,334 in = 0,85 cm. AS=Area de la sección del aro=AP= 5x1 cm2=5 cm2= 0;775 in2. LS= es el mayor de la suma de medias distancias entre aros soportes o la distancia de un aro soporte a la L.T de la cabeza(fondo)+1/3h (altura cabeza o fondo). LS= =1/2x10300+1/3x204,98=5218,33mm=205,45 in = 521,833 cm.

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92 PE.4-EJEMPLO DE CALCULO DE LOS AROS DE REFUERZO Etapa 1ª B=3/4[(PxD0)/(t+AS/LS)]=0,75[(15x32,28)/(0,334+0,685/205,45)]=0,75x[484,2/0,339] B==1071,24 psi = 75,33 Kp/cm2. Etapa 2ª En grafico P.E-15.2 Como para el valor dado de B=1071,24 psi no consta no podemos obtener A en el grafico entonces: En la formula P.E-4.3 A=2B/E=2x1071,24/27,58x106=0,000077 Momento de Inercia Requerido: I´S=[ D02( LSxt+AS)xA]/10,9=[32,282 (205,45 x 0,334 + 0,775) x 0,000077]/10,9. I´S=[ =[1041,99x69,39x0,000077]/10,9. I´S= 5,57/10,9 = 0,51 in4. I´S=5,57/10,9=0,51 in4( Requerido)< IT=0,99 in4(Disponible) EL ARO DE REFUERZO PROPUESTO Y FORMADO POR UNA PLETINA DE 50x10 MM ES SUFICIENTE PARA REFORZAR EL RECIPIENTE

Comprobación de la unión soldada aro-envolvente ( Aplicación UG-30 ( e) ) Datos Presión P = 15 Psi = 1,0 Kp/cm2 = 0,1 MPa Diámetro exterior D o= 32,28 in = 82 cm =820 mm. Espesor de la envolvente tS = 0,394 in = 10 mm = 1,0cm. Espesor necesario t = 0,334 in = 8 ,5 mm = 0,85 cm. Distancia entre aros LS =205,45 in = 521,83 cm Area del Aro AS = 0,775 in 2= 5,0 cm2. Momento de Inercia requerido I’

S=

0,51 in4= 21,22 cm4.

Momento de Inercia suministrado de la sección aro-envolvente I ‘ = 0,99 in

4

= 41,21 cm4.

Ancho que colabora de la envolvente w = 3,92 in = 9,96 cm. Coordenada del centro de gravedad de la secció Y

C.G

= 0,59 in = 1,50 cm.

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93 PE.4-EJEMPLO DE CALCULO DE LOS AROS DE REFUERZO Comprobación de la unión soldada aro-envolvente ( Aplicación UG-30 ( e) ) Datos Q =Momento estatico de la sección de envolvente = w x tS ( YC.G- 0,5t S) . Q = 3,92 x 0,394( 0,59-0,5x0394) = 0,61 in3= 10cm3. Carga Radial por Presión F

R

= P x LS = 15 x 205,45 = 3082 lb/in = 521,83 Kp/cm.

Carga Radial de corte V = 0,01 x P x LS x Do = 0,01 x 15 x 205,45 x 32,28 = 995 lb = 451 kp. No hay cargas externas que soporte el aro El flujo cortante en la soldadura debido a la carga radial de corte vale. Φ = V x Q /IS = 995 x 0,61 / 0,99 = 613 Lb/in = 109,43 Kp/cm. Combinaciópn de cargas en la soldaddura FW =

[

FR2 + Φ2 ]

0,5

= [30822 +6132 ]0,5 = 3.142 Lb/in = 561,6 kp/cm.

La tensión admisible en el material SA-516 Gr60 = 15.000 Psi = 1055 kp/cm2. La tensión admisible en la solddura (UG-30 (e ) S

w

= 0,55 S = 0,55 x 15.000 = 8250 Psi

Por UG-30(f). El mínimo espesor de los filetes es t t

w

w

=1 /4 in = 0,25 in.adoptmos

= Espesor envolvente = 0,394 in.

El máximo espacio entre soldaduras intermitentes en cada lado del aro es s = 8tS = 8x 0,394 = 3,15 in. Si tomamos filetes de longitud l= 8 in la eficiencia en de espacio en los filetes es: e = 8/ (8+3,15) = 0,72. Con soldadura en cada lado la carga admisible por soldadura = 2 x e x t

w

xS

w

.

Con soldadura en cada lado la = 2 x 0,72 x 0,394 x 8250 = 4680 lb/in. ESTE VALOR SUMINISTRADO POR LA SOLDADURA DE 4680 LB/IN ES > QUE EL VALOR REQUERIDO DE 3142 LB/IN. LOS FILETES DE SOLDADURA ESTAN BIEN DIMENSIONADOS.

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94 CABEZAS BAJO PRESION EXTERNA PE.5.-CALCULO ESPESOR EN CABEZAS ,CON PRESION EN EL LADO CONVEXO UG-33 (a )(1) Cabezas elípticas y toriesfericas Para esta forma de cabezas, el espesor requerido para presión exterior (Lado Convexo) será el mayor de: a) El espesor requerido de la misma cabeza bajo una presión interior cuyo valor sea 1,67 veces el valor de la presión exterior de diseño, y asumiendo una eficiencia de junta para todos los casos de E=1,0 b) El espesor que resulte de los cálculos realizados con la formula (c)- Cabezas Hemiesfericas El espesor requerido en una cabeza hemiesferica teniendo presión en el lado convexo, se determina de la misma manera que para un envolvente esferica. Etapa-1- Se asume un valor del espesor – t –y se calcula el valor del factor A con la formula.

0,125  Ro     t 

A=

P.E-5.1

Etapa-2- Con el valor calculado de A se va a la carta del material y se caclcula el valor de B.

Pa =

B  Ro     t 

P.E-5.2

Para valores de A que en la carta salgan a la izquierda de las lineas de temperatura el valor de P es:

0,0625E

Pa =

Si P

 Ro   t a

  

2

P.E-5.3

< Presión de diseño P el espesor t es valido.

R= = en cabezas hemiesfericas es el radio exterior. R

o

= radio interior.

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95 PE.5.-CALCULO ESPESOR EN CABEZAS ,CON PRESION EN EL LADO CONVEXO UG-33 (d)- Cabezas Elípticas El espesor requerido en una cabeza elíptica sin soldadura o construida con juntas soldadas a tope, cuando tiene presión en el lado convexo, no sera menor que el determinado por : Etapa-1- Se asume un valor del espesor – t –y se calcula el valor del factor A con la formula:

A=

0,125  Ro     t 

Etapa-2- Con el valor calculado de A se va a la carta del material y se caclcula el valor de B.

Pa =

B  Ro     t 

P.E-5.4

Para valores de A que en la carta salgan a la izquierda de las lineas de temperatura el valor de P es:

Pa =

0,0625E  Ro   t

  

2

P.E-5.5

En dicha formula Ro = K Do El valor de K se encuentra en la tabla adjunta P.E-9.1(UG-33.1). Para elípticas 2:1, h = 0,25 Di. K0=0,9 en Tabla adjunta (Tabla P.E-9.1) para D0 /2h=2 (Cabezas Korbborgen).

Do/2h Ko

3,0 1,36

2,8 1,27

Tabla P.E-5.1 VALORES DE KO Para valores intermedios interpolar 2,6 2,4 2,2 2,0 1,8 1,6 1,18 1,08 0,99 0,9 0,81 0,73 Tabla UG-33.1

1,4 0,65

1,2 0,57

1,0 0,5

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96 PE.5.-CALCULO ESPESOR EN CABEZAS ,CON PRESION EN EL LADO CONVEXO UG-33 (e )-CABEZAS TORISFERICAS Para esta forma de cabezas, el espesor requerido para presión exterior se calcula igual que en las elípticas.

Pa =

B R  o    t 

P.E-5.6

En esta formula Ro = L1 (Radio exterior de la sección transversal de la cabeza El valor de B se obtiene igual que el de una esfera Si la Presión Máxima de Trabajo permitida Pa ≥ P Presión Externa de diseño el espesor adoptado es validoSi la Presión Máxima de Trabajo permitida Pa < P Presión Externa de diseño el espesor adoptado no es valido hay que rehacer todos los cálculos con un espesor t mayor.

(f )-CABEZAS CONICAS El espesor requerido en una cabeza conica sin soldadura o construida con juntas soldadas a tope, sometida a presión en el lado convexo, no será menor de. (f ) (1) - Para angulo

α≤ 60º

α = Semiangulo en el vertica ( f ) (1)(a ) - Con DI/te ≥ 10 .La forma de calculo es la misma que para presión externa en un cilindro excepto los ajustes hechos para determinar la longitud L de Bucklin, en que aquí se coge una longitud equivalente Le. Le =L/2( 1+DS/DL); y te =espesor efectivo =t/cosα; siendo t el mínimo espesor de la cabeza. DL= Diámetro exterior en el extremo grande del Cono; DS = Diámetro exterior en el extremo pequeño( Tronco cono) . . En Cono DS=0 Etapa-1 Se toma un valor para el espesor te: Etapa-2 Determínese los valores de te, Le, y las relaciones Le/DL y DL/te.

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97 PE.5.-CALCULO ESPESOR EN CABEZAS ,CON PRESION EN EL LADO CONVEXO UG-33 (f )-CABEZAS CONICAS (f ) (1) - Para angulo

α≤ 60º

α = Semiangulo en el vertica ( f ) (1)(a ) - Con DI/te ≥ 10 Etapa-3 Se toma el valor de Le/DL (L/Do) en la g de la grafica de la Fig- G. Se toma el valor de 50 cuando Le /DL> 50.Se sigue horizontalmente hasta la línea que representa Do/t. Desde ese punto de intersección se baja la perpendicular para tener el valor del factor numerico A. Etapa-4 En la carta (grafico) de material y con el valor obtenido de A se sigue verticalmente hasta la línea de temperatura y desde este punto se traza la horizontal para encontrar B en Lbs/in2. Con B se calcula la Pa. La Presión Máxima Permitida es Pa =

4B D 3 L  te

   

P.E-5.7

Si A cae a la izquierda del final inferior de la línea de temperatura se calcula el valor de Pa por:

Pa =

2AE D  3 L   te 

P.E-5.8

Para Pa < P se coge un espesor mayor y se rehace él calculo. B= En graficos anteriores.

su valor viene en Lbs/in2pudiendose convertir en kg/cm2 para formulas

E= Modulo Elasticidad del material en Lbs/in2, Kp/cm2. A= Factor numérico sin dimensiones. Comprobar si es necesario un refuerzo de acuerdo con Apéndice 1-8.

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98 PE.5.-CALCULO ESPESOR EN CABEZAS ,CON PRESION EN EL LADO CONVEXO UG-33 (f )-CABEZAS CONICAS (f ) (1) - Para angulo

α≤ 60º

α = Semiangulo en el vertica ( f ) (1)(b ) Con DI/te <10 Para DL /te < 10 sando el mismo procedimiento anterio en en (f )(1)( a). r se obtiene B. Para valores de DL /te < 4 el factor A se puede calcular por: Etapa-1ª

A=

1,1  DL   te

  

2

P.E-5.9

Para valores de A> 0,10 use el valor de 0,10. Etapa.-2 Usando el valor de B obtenido en la Etapa-1 se calcula Pa1 con las siguientes formulas:

Pa1

    2,167 =  − 0,0833 B  D     L     t r  

P.E-5.10

Etapa-3ª se calcula Pa2 con las siguientes formulas:

Pa 2

   2S 1  1 −  = DL  DL  t e  t e 

P.E-5.11

Donde S es el menor valor de dos veces la máxima tensión admisible S a la temperatura de diseño o bien 0,9Sy Limite Elástico (de Cedencia). Los valores del limite de Cedencia se calcula con las cartas de presión externa como sigue: a)-Con la curva de temperatura dada y el valor de A de la etapa 1ª se determina el valor de B. b)-El Limite de cedenci S y es dos veces el valor de B; SY =2B.

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99 PE.5.-CALCULO ESPESOR EN CABEZAS ,CON PRESION EN EL LADO CONVEXO(PRESION UG-33 (f )-CABEZAS CONICAS (f ) (1) - Para angulo

α≤ 60º

α = Semiangulo en el vertica ( f ) (1)(b ) Con DI/te <10 Etapa-4ª Se toma el menor valor de Pa1 o de Pa2 y se compara con el valor de la presión de diseño. Si el menor valor de Pa es > P el espesor es valido si Pa < P se toma un nuevo valor para te y se reinicia el proceso. (2) – Cono con semiangulo en el vértice α > 60º Cuando el angulo del cono α > 60º el espesor del cono sera el mismo que el requerido por una cabeza plana bajo presion exterior que tenga por diámetro el mayor del cono (UG-34). (3)- Cono excentrico Si el cono es excéntrico se tomara el mayor de los dos espesores calculados usando en los calculos los dos ángulos mayor y menor.

(g )-CABEZAS TORICONICAS El espesor requerido en una cabeza toricónica sin soldadura o con juntas solddas a tope, cuando tiene presión en el lado convexo, no será menor que el xcalculado en el apartado (f) anterior, pero con la excepción de que L e se determina por: (1) Imagen ( c) en L L e = r 1 sen α + c 2

Fig UG-33.1  D L + DS     D  LS  

( 2) Imagen (d ) en Fig-UG-33.1

 D L + DS   D LS  ( 3) Imagen (e ) en Fig-UG-33.1

L e= r

2

Do L sen α + c DL 2

   

Do L  D + DS   ) sen α + c  L DL 2  D LS  Cuando la junta knuckle-cilíndro es una línea de soporte el Momento de Inercia de la junta knuckle.cilíndro sera suministrado de acuerdo con el Apéndice 1-8.

L e =( r1 + r

2

(h)- Cuando son usadas juntas de solape en la construcción , o junta longitudinal en la cabeza cónica bajo presión externa, el espesor debe de ser determinado por las reglas de este parrafo, excepto que 2P será usada sustituyendo a P en los cálculos del espesor requerido.

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100 PE.5.-CALCULO ESPESOR EN CABEZAS ,CON PRESION EN EL LADOCONVEXO UG-33 (g )-CABEZAS TORICONICAS (i )- La longitud requerida para un faldón en una cabeza con presión en lado convexo cumplirá con lo previsto en UG-32 (l) y (m) para cabezas con presión interior. ( j)- Las aberturas en cabezas con presión exterior (lado convexo) cumplen con los requerimientos de UG-36 a UG-46.

Fig-UG-33.1

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101 PE.6.-EJEMPLO CALCULO DE CABEZA ELIPTICA A VACIO ( PRESION EXTERIOR Pe=1,0 kp/cm2) Cabeza Korbbogen (Eliptica 2:1) Por UG-28 f para presiones exteriores de 15 psi o menores se tomara como presión de diseño 15 psi La Presión Atmosférica es P=1,0 Kg/cm2=14,21 psi< 15 psi Se toma como Presión de Diseño P=15 psi=1,055 Kp/cm2. Material A-516 Gr60 Tensión Admisible a T.D S= 15000 psi = 1054,8 Kp/cm2. Modulo de Elasticidad a T.D. E = 27,58x106psi = 1,94x106 Kp/cm. Diámetro Exterior Do=820 mm.,=32,28inch = 82 cm. Altura Cabeza h=204,98 mm.= 8,07inch = 20,498 cm. tn= Espesor Nominal = 10 mm = 0,393 in = 1 cm. t= Mínimo Espesor Admisible por UG-16 a) sin Corrosión = 1/16”=0,0625”=1,6 mm = 0,16 cm. Corrosión Admisible CA=1,5mm= 0,059 in = 0,15 cm. Para Cabezas Elípticas R0= D0 xK0 =32,28x0,9=29,05 in = 73,8 cm. K0=0,9 en Tabla adjunta para D0 /2h=32,28/2x8,07=2

Do/2h Ko

3,0 1,36

2,8 1,27

VALORES DE KO Para valores intermedios interpolar 2,6 2,4 2,2 2,0 1,8 1,6 1,18 1,08 0,99 0,9 0,81 0,73 TABLA UG-33.1

1,4 0,65

1,2 0,57

1,0 0,5

Calculo de la Presión Máxima Admisible Pa de trabajo para el espesor supuesto de la Cabeza Escogiendo t=2,5mm=0,0984 in tenemos R0/t=29,05/0,0984= 295,24 Etapa 1ª A=0,125/(R0/t)=0,125/295,24= 0,00042. Etapa 2ª En grafico tenemos que B =5400 psi = 379,75 Kp/cm2. La Máxima presión Admisible Pa= B/(R0/t)=5400/295,24=18,29 psi = 1,286 Kp/cm2. EL VALOR DE Pa=18,29 psi=1,28 Kg/cm2> P=1,054 Kg/cm2 = 15 psi ESPESOR NECESARIO SIN CORROSION =2,5 MM ESPESOR NECESARIO CON CORROSION =2,5 +1,5 =4MM EL ESPESOR NOMINAL DE 10 MM > QUE EL CONSIDERADO CON CORROSION DE 4 MM

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102

PE.7.- REGLAS PARA EL REFUERZO DE LA UNION DE CILINDRO -CONO BAJO PRESION EXTERNA Apendice1-8 Nomenclatura Las formulas que se aplican para uniones conos-cilindros , cuando ambas tiene el eje comun y el angulo α≤60º A= Factor determinado por las tablas de materiales. Ael = Area efectiva de refuerzo en la unión lado mayor del cono debido al espesor sobrante en inch2 o cm2. Ae m = Area efectiva de refuerzo en la unión lado menor del cono debido al espesor sobrante en inch2 o cm2. Arl = Area requerida de refuerzo en la unión lado mayor del cono en inch2 o cm2. Arm = Area requerida de refuerzo en la unión lado menor del cono en inch2 o cm2. A S = Area transversal del aro de refuerzo en inch2o cm2. A T = Area equivalente del cilindro cono y aro refuerzo en inch2 o cm2.

LL t LC t r + + A S para Lado Mayor 2 2 L t L t = S + C r + A S para Lado Menoor 2 2

ATL =

P.E-7.1

ATS

P.E-4.2

B= Factor en Psi (Lbs/inch2), dado en las tablas de materiales a temperatura de diseño en Subparte 3 de Seccion II, Parte D. Dividiendo el valor de B en Psi los graficos por 14,21 se tiene el valor en kp/cm2. DL = Diámetro exterior del cono en el lado mayor en inch o cm. Do = Diámetro exterior del cilindro en el lado mayor en inch = cm ( para el calculo del espesor del cono a presión exterior se reemplazara Do por DL o DS según se examine la unión en diámetro mayor o menor). DS = Diámetro exterior del cono en el lado menor en inch o cm. E1= Eficiencia de la junta longitudinal en el cilindro. Para compresión E1=1,00 para soldadura a tope. E2= Eficiencia de la junta longitudinal en el cono. Para compresión E1=1,00 para soldadura a tope. E3= Eficiencia de soldadura a tope.

la junta longitudinal en el aro de refuerzo. Para compresión E1=1,00 para

EC= Modulo de Elasticidad del material del cono en psi (Lbs/inch2) o Kp/cm2. Er= Modulo de Elasticidad del material del aro de refuerzo en psi (Lbs/inch2) o Kp/cm2.

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103 PE.7.- REGLAS PARA EL REFUERZO DE LA UNION DE CILINDRO -CONO BAJO PRESION EXTERNA Apendice1-8 Nomenclatura ES= Modulo de Elasticidad del material del cilindro en psi (Lbs/inch2) o Kp/cm2. EX= EC , Er o ES. f1 = Carga axial en la unión mayor debida al viento, cargas muertas, etc, excluyendo la debida a presión ( en lb/in o Kp/cm). f2 = Carga axial en la unión menor debida al viento, cargas muertas, etc, excluyendo la debida a presión ( en lb/in o Kp/cm ).

I = Momento de Inercia disponible del aro de refuerzo referido a su eje neutro paralelo al eje longitudinal del cilindro en inch4 o cm4. I’ = Momento de Inercia disponible de la combinación cilindro-cono con aro de refuerzo referido a su eje neutro paralelo al eje longitudinal del cilindro en inch4 = cm4. El espesor nominal de la envolvente debe usarse en el ancho de la envolvente que se toma como contribuyente al momento de Inercia de la sección compuesta pero no será mayor de 1,1 D t en inch o cm , tomándose la mitad de este valor a cada lado de la junta cono-cilindro del centro de gravedad del aro . I S = Momento de Inercia requerido en la sección del aro de refuerzo respecto al eje neutro paralelo al eje del recipiente en inch4 o cm4. I` S = Momento de Inercia requerido en la sección combinada cilindro-cono o cilindro-cono-aro refuerzo respecto al eje neutro paralelo al eje del recipiente en inch4 o cm4. k=1 cuando el área adicional de refuerzo n0 es requerida y k = y/Sr Er cuando refuerzo es requerido pero nuca k<1,0.

el aro de

L = longitud axial del cono en inch = cm. LC =Longitud del cono en inch = cm, entre los aros de refuerzo, medida a lo largo de la superficie del cono. Para conos sin aros intermedios.

LC =

L2 + ( R L − R S ) 2

P.E-9.3

LL = Longitud de la sección del recipiente en inch o cm. Se toma la mayor de ( 1 ) Distancia entre centros de la junta de unión lado mayor cilindro-cono al más próximo aro en el lado mayor del cilindro. ( 2 ) Distancia de la junta de unión lado mayor cilindro-cono mas un tercio de la profundidad de la cabeza. en el otro extremo del cilindro en el lado mayor, si no hay otro aro de refuerzo intermedio.

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104 PE.7.- REGLAS PARA EL REFUERZO DE LA UNION DE CILINDRO -CONO BAJO PRESION EXTERNA Apendice1-8 Nomenclatura LS = Longitud de la sección del recipiente en in. Se toma la mayor de: ( 1 ) Distancia entre centros de la junta de unión lado menor cilindro-cono al más próximo aro en el lado menor del cilindro. ( 2 ) Distancia de la junta de unión lado menor cilindro-cono mas un tercio de la profundidad de la cabeza, .en el otro extremo del cilindro en el lado menor, si no hay otro aro de refuerzo intermedio. P = Presión Externa en psi ( Lbs/inch2) o kp/cm2. QL = Suma algébrica de PRL/2 mas f1 en Lb/in =oKp/cm. QS = Suma algébrica de PRS/2 mas f2 en Lb/in o Kp/cm. RL= Radio exterior en el lado mayor de la unión en inch o cm. RS= Radio exterior en el lado menor de la unión en inch o cm. SC= Tensión admisible a Temperatura.de Diseño en el material del cono en psi (Lbs/inch2) o kp/cm2. Sr= Tensión admisible a Temperatura de Diseño en el material del ato refuerzo en psi (Lbs/inch2) o Kp/cm2. SS= Tensión admisible a Temperatura de Diseño en el material del cilindro en psi (Lbs/inch2) o Kp/cm2 t= Mínimo espesor requerido del cilindro en la junta de unión en inch o cm. tC= Espesor nominal del cono en la junta de unión en inch o cm. tl = El menor de (tS-t) o ( tC- tr) en inch o cm. tS= Espesor nominal del cilindro en la junta de unión en inch o cm, tr = Mínimo espesor requerido del cono en la junta de unión en inch o cm, y = Factor cono-cilindro de valor y=SSES para aro colocado en el cilindro e y=SCEC para aro colocado en el cono

α =La mitad del ángulo del cono en su cabeza

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105 PE.7.- REGLAS PARA EL REFUERZO DE LA UNION DE CILINDRO -CONO BAJO PRESION EXTERNA Apendice1-8 Nomenclatura

∆ = Valor dado en Tabla P.E-7.1 indicativo de necesidad de refuerzo en la junta de unión si el valor ∆ < α para α ≤ 60º. Cuando ∆ ≥ α el refuerzo no es requerido

P/SSE1 ∆(grados) P/SSE1 ∆(grados)

Tabla P.E-7.1 (En 1-8 Tabla .1-8.1 VALORES DE ∆ PARA UNION CONO-LADO MAYOR DEL CILINDRO α≤ 60º 0 0,002 0,005 0,01 0,02 0,04 0,08 0,10 0,125 0 5 7 10 15 21 29 33 37 0,20 0,25 0,30 0,35 Nota ( 1 ) 47 52 57 60

0,15 40

Nota ( 1 ) α=60º para valores de P/SsE1 b).- Refuerzo Lado Mayor de la Junta El refuerzo es requerido cuando en el lado mayor de la unión del cilindro, con una cabeza cónica o reducción cónica sin knuckle (unión por articulación) cuando el valor de ∆ obtenido en la tabla 1-8.1 usando el adecuado valor de P/SSE1 es menor que α. La interpolación puede hacerse en la tabla. El área requerida de la sección transversal del aro de refuerzo será al menos igual al valor dado por:la formula siguiente cuando QL es fuerza de compresioón

Ar L=

 PR L − Q L k Q L R L tan α  1 − 1 / 4 SS E1 QL  

 ∆    α 

P.E-7.4

El valor de PRL/2 es fuerza en compresión. Cuando el valor de f1 es tracción y mayor que PRL/2, el diseño debe de hacerse con U-2(g) La efectiva área de refuerzo puede ser determinada de acuerdo con la siguiente formula

AeL = 0,55

D L t S ( tS + tC / cosα )

P.E7-7.5

Cualquier área adicional de refuerzo que sea requerida deberá situarse dentro de la distancia

R L t S desde la junta de la reducción y el cilindro. El C. de G. del área añadida estará a 0,25 R L t S desde la junta.

Cuando la junta de unión cono-cilindro o knuckle-cilindro es la línea de soporte, el Momento de Inercia del aro de refuerzo en el lado mayor de la unión será determinado por lo siguiente:

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106 PE.7.- REGLAS PARA EL REFUERZO DE LA UNION DE CILINDRO -CONO BAJO PRESION EXTERNA Apendice1-8 b).- Refuerzo Lado Mayor de la Junta Etapa-1 Asumiendo que son conocidos en el conocidos en la envolvente del cilindro DL y LL, y que t es conocido, se elige un tipo de aro de refuerzo y se determina el área de la sección ATL. Se calcula el factor B usando la formula:

F D B = ¾  L L  A TL

  

P.E-7.6

Donde : FL = PM + f1 tan α Con :

M=

- R L tanα L L R 2L − R S2 + + 2 2 3R L tanα

P.E-7.7

Etapa-2 Entre con el valor de B en las cartas de materiales. Si los materiales del cilindro y el aro son diferentes, se toma en la carta el material para el cual el valor de A sea mayor. Etapa-3 Mover horizontalmente desde el valor de B hacia la izquierda hasta encontrar la línea de material / temperatura. Para valores de B que situados por debajo del final de la línea material /temperatura ver Etapa-5. Etapa-4 En el punto de intersección de la línea material / temperatura con la línea horizontal desde B, bajar la perpendicular para encontrar el valor de A. Etapa-5 Para valores de B inferiores que al trazar desde ellos la horizontal hacia la izquierda no corten a la línea material/ temperatura el valor de A puede calcularse por la formula A = 2B/ ES. Para valores de B por encima de la línea material/ temperatura para la temperatura, el diseño será bien por U-2(g) bien por cambio del cono o cilindro de la configuración de la localización del aro de refuerzo en la envolvente, y/o reduciendo la fuerza de compresión axial para disminuir el valor de B. Etapa-6 El valor de los Momentos de Inercia Requeridos IS e I’S vienen dados por

IS =

AD 2L A TL 14,0

I’S =

AD 2L A TL 10,9

Para Aro solo Para Aro –cilindro-cono

P.E-7.8 P.E-7.9

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107 PE.7.- REGLAS PARA EL REFUERZO DE LA UNION DE CILINDRO -CONO BAJO PRESION EXTERNA Apendice1-8 Etapa-7 Calcular los valores disponibles de los Momentos de Inercia del Aro solo I y del Momento de Inercia de la combinación Aro-cilindro-cono I’ Etap-8 Cuando el aro solo es usado I ≥ IS Cuando se usa la combinación aro-cilindro-cono I’ ≥ I’S Cuando las ecuaciones no se satisfacen una nueva sección con mayor Momento de Inercia deberá seleccionarse para satisfacer las igualdades anteriores c).- Refuerzo Lado Menor de la Junta Con un Aro le será provista la junta del cilindro menor con la reducción cónica cuando esta no es acampanada. El área de la sección transversal del aro de refuerzo será al menos igual al valor dado por la forermula adjunta en que el termino QS es compresión. En la junta de lado corto PRS / 2 es compresión y si f2 es tracción y mayor que que PRS / 2, el disño se hara de acuerdo con U-2( g ). El valor del esfuerzo calculado en la discontnuidad no sera mayor que los valores dados en 1-5(g)1 y 1-5(g)2. 1-5(g)1 La tensión de membrana periférica+ la tension media periférica < 1,5 S, cuando la tensión media periférica , es la tensión media periférica en la sección transversal de el espesor de la pared debido a la discontinuidad de la junta, sin cvonsiderar el efecto de Poisson. 1-5(g)2El esfuerzo longitudinal de membrana + el esfuerzo longitudinal en la junta debido a la flexión < S PS (ver UG-23 (e ) S PS = 3 S.. En lugar de 3S el valor de S PS = 2 S y Ar S =

k Q S R S tan α SS E1

P.E-7.10

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108

PE.7.- REGLAS PARA EL REFUERZO DE LA UNION DE CILINDRO -CONO BAJO PRESION EXTERNA Apendice1-8 Cuando los espesores menos la corrosión de la reducción y del cilindro son mayores que los requeridos por cálculo. El exceso de espesor contribuye al área de refuerzo efectiva con el valor dado por:

0, 55 D l t S (ts – t) + ( tc - t r/cos α)

AeS =

P.E-7.11

Cualquier área adicional de refuerzo que sea requerida deberá situarse dentro de la distancia R S t S desde la junta de la reducción y cilindro.

El C. De G. del área añadida estará a 0,25

R S t S desde la junta.

Cuando la junta de unión cono-cilindro o knuckle-cilindro es la línea de soporte, el Momento de Inercia del aro de refuerzo en el lado mayor de la unión será determinado por lo siguiente: Etapa-1 Asumiendo que son conocidos e en la envolvente del cilindro DS y LS y que t es conocido, se elige un tipo de aro de refuerzo y se determina el área de la sección ATS. Se calcula el factor B usando la formula:

F D B = 3/4  S S  A TS

  

P.E-7.12

Donde : FL = PN + f2 tan α Con : N =

R S tanα L S R 2L − R S2 + + 2 2 6R S tanα

P.E-

7.13

Etapa-2 Entre con el valor de B en las cartas de materiales. Si los materiales del cilindro y del aro son diferentes, se toma en la carta el material para el cual el valor de A sea mayor. Etapa-3 Mover horizontalmente desde el valor de B hacia la izquierda hasta encontrar la línea de material / temperatura. Para valores de B que situados por debajo del final de la línea material /temperatura ver Etapa-5.

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109 PE.7.- REGLAS PARA EL REFUERZO DE LA UNION DE CILINDRO -CONO BAJO PRESION EXTERNA Apendice1-8

c).- Refuerzo Lado Menor de la Junta(continuación) Etapa-4 En el punto de intersección de la línea material / temperatura con la línea horizontal desde B, bajar la perpendicular para encontrar el valor de A. Etapa-5 Para valores de B inferiores que al trazar desde ellos la horizontal hacia la izquierda no corten a la línea material/ temperatura el valor de A puede calcularse por la formula A = 2B/ ES. Para valores de B por encima de la línea material/ temperatura para la temperatura, el diseño será bien por U-2(g) bien por cambio de la configuración del cono o cilindro de la localización del aro de refuerzo en la envolvente, y/o reduciendo la fuerza de compresión axial para disminuir el valor de B. Etapa-6 El valor de los Momentos de Inercia IS e I’S vienen dados por

IS =

AD S2 A TS 14,0

Para Aro solo

I’S =

AD S2 A TS 10,9

Para Aro –cilindro-cono

P.E-7.14

P.E-7.15

Etapa-7 Calcule los valores de disponibles de los Momentos de Inercia del Aro solo I y del Momento de Inercia de la combinación Aro-cilindro-cono I’

Etap-8 Cuando el aro solo es usado I ≥ IS Cuando se usa la combinación aro-cilindro-cono I’ ≥ I’S Cuando las ecuaciones no se satisfacen una nueva sección con mayor Momento de Inercia deberá seleccionarse para satisfacer las igualdades anteriores

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110 PE.8.-EJEMPLO UNION TRONCO DE CONO-CILINDROS CON PRESION EXTERNA

Datos de Diseño α =30º DL = Diámetro Exterior Mayor Cilindro = 96in = 243,87 cm DS = Diámetro Exterior Menor Cilindro = 48in = 121,92 cm E1= Eficiencia soldadura juntas longitudinales cilindros y Cono = 0,7 ES = EC= ER =Modulos de Elasticidad Casco, Cono y refuerzo = 30x106 psi =2,1x106 kp/cm2 f1= Carga Axial debida al viento Junta Mayor =100 Lb/in = 17,9 kp/cm f2= Carga Axial debida al viento Junta Menor =

30 Lb/in = 5,36 kp/cm

LL = Longitud de la Sección Mayor del Recipiente = 120 inch=304,8 cm LS = Longitud de la Sección Menor del Recipiente = 244 inch = 619,76 cm LC = Longitud de la Sección Cono = 48 inch= 121,92 cm P = Presión Exterior =15 psi (Lbs/inch2) = 1,054 kp/cm2

ASME

111 PE.8.-EJEMPLO- UNION TRONCO DE CONO-CILINDROS CON PRESION EXTERNA Datos de Diseño RL = Radio Interior del Cilindro Mayor = 48 inch = 121,92 cm RS = Radio Interior del Cilindro Menor = 24 inch = 60,96 cm SS = SC = Tensión Admisible Recipiente y Cono =13.800 psi = 970,46 kp/cm2 SR = Tensión Admisible Refuerzo =12.700 psi = 893,11 kp/cm2 t S= Espesor real del Recipiente =0,25 in = 0,635 cm= 6,35mm t = Espesor requerido en el Cilindro Mayor =0,25 in = 0,635 cm= 6,35mm t = Espesor requerido en el Cilindro Menor =0,1875 in = 0,476 cm = 4,76 mm tC = Espesor real del Cono =0,25 in = 0,635 cm = 6,35 mm tr = Espesor requerido del Cono =0,25 in =0,635 cm = 6,35 mm Temp. Dis. = 650ºF = 343,33ºC UNION EN EL EXTREMO MAYOR 1).- P/SSE1 =15/13800x0,7= 0,0016 En Tabla1-8.1 tenemos ∆ =4; Como ∆ < α hace falta refuerzo 2).- ATL = LL t/2 + LC tr/2 + AS = 120x0,125/2+48x0,125/2+0= 21 in2 = 135,48 cm2 LL= 120 inch = 304,8 cm LC= 48 inch = 121,62 cm t= 0,25 inch = 0,635 cm tr =0,25 inch = 0,635 cm AS = En principio suponemos =0 M=-

R L tanα L L R 2L − R S2 48 x 0,5774 120 48 2 − 24 2 + + =+ + = 94,63 inch = 240,36 cm 2 2 3R L tanα 2 2 3x48x0,5774

FL = PM + f1 tanα =15 x 94,63 +100 x 0,5744 =1477 Lbs/inch = 264 Kp/cm

  = 0,75 x 1477x 96 /21=5064 psi ( Lbs/inch2) = 356,12 Kp/cm2  3):- En Tabla sacamos el valor de A=0,00035 B=

3  FL D L  4  A TL

ASME

112 PE.8.-EJEMPLO- UNION TRONCO DE CONO-CILINDROS CON PRESION EXTERNA 1)- Union en el extremo mayor 4).- Momentos de Inercia requerido por la sección transversal en la combinación anillo-casco I´S =

AD L A TL 0,00035x96 2 x21 = = 6,214 in4= 258,65 cm4 10,9 10,9

Refuerzo 5) Usando como refuerzo una T formada por 2 pletinas de 70x10 mm = 7 x 1 cm Ancho efectivo del casco que refuerza L =1,1[DLxt]0,5=1,1(243,84x0,635) =1,1 x 12,44=13,69 cm tS = 0,635 cm t

C

= 1,0 cm

t P= 1,0 cm h

p

= 7,0 cm

aC = 7,0 cm L= 13,69 cm

ASME

113 PE.8.-EJEMPLO- UNION TRONCO DE CONO-CILINDROS CON PRESION EXTERNA 1)- Union en el extremo mayor

Ordenada de su C.de G cm Aro (pie de la T) (2) Aro (cabeza de la T) (3) Casco (1)

Abcisas de su C. de G cm

Yp=Ys+0,5hp XP =0 Yp=0,635+0,5x7 YP=4,135 YC=tS+hP+0,5tC XC=0 YC=0,635+7+0,5x1 YC=8,135 YS = 0,5 tS XC =0 YS = 0,5x0,635 YS= 0,318

Areas cm2

Momentos de Inercia referido a su C.deG cm4

AP=h P x tP IP=1/12 x tP x h3P AP = 7x1 IP =1/12x1x 73=28,58 AP=7 AC=aC x tC IC=1/12 x aC x t3C AC = 7x1 IC =1/12x7x 13=0,583 AC=7 AS = LxtC IS =1/12xLxt3S AS = 13,69 x 0,635 IS=1/12x13,69x0,6353 IS=0,292 AS=8,69

Tomando un eje de referencia 0-0 paralelo al eje del recipiente y situado en la cara interior de la pared del casco tenemos las posiciones de los centros de gravedad de cada sección. YS=0,125 in = 0,3175 cm; YPie=0,635+3,5=4,135 cm; YCabeza= 0,635+7+0,5=8,135 cm Calculo del Momento de Inercia Disponible Areas cm2

Aro (Pie de la T) (2) Aro (Cabeza de la T ) (3) Casco (1)

AP=7

AC=7

ΣA cm2

AP+AC+AS ΣA= 22,69

ΣAY cm2xcm

Ordenada del C. de G de la seccion compuesta YCG cm APYP= 7x4,135 =28,95 Σ AY Y ACYC=7x 8,135= 56,95 CG= ΣA ASYS=8,69x0,318=2,76 88,66 =3,9 ΣAY=85,90+2,76 22,69 ΣAY=88,66 YCG=3,9; XC=0

AS=8,69

ASME

114 PE.8.-EJEMPLO- UNION TRONCO DE CONO-CILINDROS CON PRESION EXTERNA 1)- Union en el extremo mayor

El que corresponde a la sección compuesta en forma T referido al eje que pasa por su C.de G y es paralelo al eje longitudinal del cilindro envolvente. IT=ICT+IPT = HIC +AC(YCG – YC)2 +HIP +AS AC(YCG – Y9)2= Σ I +Σ A (YCG-Y)2 Momento de Inercia I cm4 IP =28,58

Aro (Pie de la T) (2) Aro IC = 0,583 (cabeza de la T) (3) Casco IC=0,292 (1) Sumas

Σ A(YCG-Y)2 cm4

Distancias d2=(YCG-Y)2 cm2 d2P= (YCG-YP)2 d2P=(3,9-4,135)2 d2P= 0,055 d2C= (YCG-YC)2 d2C= (3,9-8,135)2 d2C= 17,94 d2S= (YCG-YS)2 d2S= (3,9-0,318)2 d2S= 12,83

AP(d 7x0,055=0,385 AP(d P)2=0,385 AC (d 7x17,94=125,6 AP(d P)2=125,6 AS( d S)2= 8,69x12,83 AS( d S)2=111,49

ΣAd2=237,47

ΣI =29,46

Momento InerciaTotal IT cm4 2 2 P) =IT=ΣI+ΣAd IT =29,46+237,47 IT= 266,94 2 C) =

IT = 266,94 cm4 IT= 6,41 inch4

ICT=IC +ACxdC2: IPT=IP +APxdP2 Aplicando Steiner; ITS = IS + AS d2S Posicion C.G. del Conjunto YC.G = YC.G.=

A S YS + A Pie YPie + A Cabeza YCabeza 8,69x0,318 + 7x4,135 + 7x8,135 = A S + A Pie + A Cabeza 22,69

88,65/22,69=3,90 cm

Momento de Inercia Total Suministrado ITotal = 266,94 cm4 Como ITotal Aportado = 266,94 cm4 > I’S Requerido = 258,65 cm4 La rigidización es suficiente

6) El Area de la sección Transversal necesaria de refuerzo es: Ar L =

K=

k Q L R L tan α SS E1

  PR L − Q L 1 − 1 / 4 QL  

 ∆    α 

S S E S 13.800x30x10 6 = = 1,09 S R E R 12700x30x10 6

PR L +f1= 15x48/2+100= 460 Lbs/inch = 7,15 Kg/cm 2 1,09x460x48x0,5774   15x48 - 460  4  2 2 Ar L =   = 1,412 in = 9,10 cm 1 − 0,25 13800x0,7 460   30  

QL =

ASME

115

PE.8.-EJEMPLO- UNION TRONCO DE CONO-CILINDROS CON PRESION EXTERNA 1)-Union en el extremo mayor Area que colabora: AeL = 0,55 D L t S ( t S + t c / cos α ) =0,55 0,55

D L t S [ ( tS +tC /cosα)] = 0,55 2

1,455 in = 9,4 cm

96 x 0,25 [( 0,25 +0,25/ 0,866)] = 0,55 x 4,9 x 0,54 =

2

El area de la Sección transversal del Anillo: Area de la T (Aro) AT = APie + ACabeza = 7x1 +7x1 =14 cm2= 2,17 in2 Area total que refuereza A

total

=A

T

+ AeL =14,0 + 9,4 = 23,4 cm2

Como AT otal= 23,4 cm2= 3,63n2 > Area Requerida ArL = 9,10 cm2=1,412 in2 Es suficiente El refuerzo se localizara a una distancia desde la unión de:

R LtS =

48x0,25 = 3,46 in = 8,8cm = 88 mm

El Centroide del Anillo estará a una distancia de la unión de: 0,25

R L t S = 0,25 48x0,25 = 0,25 x 3,46 in = 2,2cm = 22 mm

ASME

116

PE.9.-GRAFICOS PARA PRESIÓN EXTERIOR Fig-G Grafico P.E.-9.1

Determinación del factor A Fig-G

ASME

117

PE.9.-GRAFICOS PARA PRESIÓN EXTERIOR Fig-G-2 Grafico P.E-9.1

Fig-G

ASME

118

PE.9.-GRAFICOS PARA PRESIÓN EXTERIOR Grafico P.E-9.2

Detrminación del Factor B Para recipientes diseñados con materiales que tengan el Limite Elástico S Y ≥ 30.000 Psi ( Lbs/pulg2 )= 2110 Kg/cm2 Pertenecen a este Grupo: Materiales en Acero al Carbono ( SA-283 ; SA-285; SA-545; SA-516 ) en todos sus Grados y ( SA-53 B; SA-106 B) Materiales en Inoxidables SA-405 y SA-410

ASME

119 PE.9.-GRAFICOS PARA PRESIÓN EXTERIOR Grafico P.E-9.3

Determinación del factor B Recipientes de Acero Austenitico Inoxidable (18Cr-8Ni) Tipo 304

Grafico P.E-9.4

Determinación del Factor B Recipientes en Acero Austenitico Inoxidable ( 18 Cr-8 Ni-Mo) Tipo 316

ASME

120 PE.9.-GRAFICOS PARA PRESIÓN EXTERIOR Grafico P.E-9.5

Determinación del Factor B Recipientes en Acero Austenitico Inoxidable ( 18 Cr-8 Ni- con máximo de 0,03 de Carbono) Tipo 304L

Grafico P.E-9.6

Determinación del Factor B Recipientes en Acero Austenitico Inoxidable ( 18 Cr-8 Ni-con máimo del 0,03 de Carbono) Tipo 316L y 317L

ASME

121

TP-TAPAS Y CABEZAS PLANAS SIN ARRIOSTRAR UG-34 Parrafo(a)- El mínimo espesor de una cabeza plana sin atirantar , de tapas planas y bridas ciega (blind) estara de acuerdo con losrequerimiéntos dados en este apartado. Estos requerimientos aplican a circular y no circular cabezas y tapas( Especial consideración tendrá el diseño de envolventes, cuellos de conexiones y bridas ciuando cabezas y tapas no circulares son unidas (ver U-2(g))Los tipos de cabezas y tapas planas aceptables son los que muestra la Fig-UG-34.En esta figura, las dimensiones de las partes componentes y las dimensiones de las soldaduras son una vez descontada la dimensión de la corrosión admisible.

ASME

122

TAPAS Y CABEZAS PLANAS SIN ARRIOSTRAR UG-34 Parrafo(b)- Las notaciones utilizadas en es punto y en la Fig-UG-34 son: C = Factor que depende del tipo de union de la cabeza , dimensión de la envolvente, y de otras condiciones que se veran en el apatado (d) de este punto:Es un factor adimensional.El valor para tapas soldadas inclye el de 0,667 cuando el incremento efectivo de la tensión admisibles para cada construcción es de 1,5S D = Mayor dimension longitud de perpendicularmente a la longitud corta.

una

cabeza

no

circularo

en

una

tapa,

medida

d= Diámetro, o longitud corta, tal como aoarece en la Fig-UG-34. E = Factor de eficiencia de junta. Ver tabla UW-11, o cualquier categoria A definida en UW3(a)(1). hG = Brazo del Momento en la junta, igual a la distancia radial del centro de la línea de los pernos a la línea en que se aplica la fuerza de reacción de la junta, Ver Tabla –2-5.2 de bridas. L = Perímetro de una cabeza no circular (embridada con pernos) , medido a lo largo del centro del los agujeros de los pernos. m = Relación t r/ t S. sin dimensiones. P = Presión interna de diseño. r = Radio de la esquina interior en una cabeza moldeada con brida o forjada. S = Máxima tensión admisible. t = Mínimo espesor requerido en la cabeza o tapa. t f = Espesor nomonal de la brida o en la cabza forjada ver en Fig-UG-34 imagen (b). t h= Espesor nominal de la chapa de la cabeza o tapa. t r = El menor espesor requerido por presión en la envolvente. t S= Espesor nominal de la envolvente. t w=Espesor a traves de la soldadura de unión del borde de la cabeza al lado interior del recipiente ver en Fig-Ug-34 imagen (g). t

1

= Dimensión de la garganta de la soldadura de cierre, ver Fi-UG-34 imagen ( r ).

W = Carga total de los pernos dada por las formulas (3),(4) Apendice 2)

de este punto y 2-5( e ) ( en

Y = longitud de la brida o de la cabeza embridada desde la línea de tangencia de knuckle, ver rn fig Ug-34 imágenes ( a ) y ( c ).

ASME

123 TAPAS Y CABEZAS PLANAS SIN ARRIOSTRAR UG-34 Parrafo(b)- Las notaciones utilizadas en es punto y en la Fig-UG-34 son: Z = Facror para tapas y cabezas no circulares, cuyo valor depende de la relación de la dimensión corta a la dimensión larga, dando la formula para calculoarlo en el siguiente parrafo ( c ). Parrafo( c )- Los espesores de tapas y cabezas planas sin arriostrar, u bridas ciegas(blind) se calculan con arreglo de los tres requerimientos siguientes. ( c) (1)- Bridas circulares ciegas (blind) moldeadas, o cualquiera de las listadas en los Standards de Tabla U-3 ( ASME/ANSI B.16.1; ASME B.16.5) deben de ser aceptadas para los rangos de diámetros y presion-temperatura en sus standards,cuando la brida ciega es de los tipos mostrados en la Fig-UG-34 imágenes (j) y (k). ( c )(2)- El mínimo espesor requerido de una tapa o cabeza circular plana o brida blind, sín arriostrar viene calcúlado por:

CP (1) SE Cuando la cabeza, tapa o brida blind es unida por pernos causando en el borde un momento (Fig-UG –34) ver las imágenes ( j) y (k) el espesor en este caso se calcula por. t=d

t=d

W hG CP + 1,9 SE S E d3

(2)

Cuando se usa la Formula (2), el espesor será calculado para las dos condiciones de operación y en apriete de pernos, siendo el mayor de los dos valores obtenidos el que se usará. Para la condición de operación, el valor de P será el de la presión de diseño, y los valores de S y W los que corresponden a la formula (3) del apartado 2-5( e) del Apéndice-2.(Bridas). Para condiciones de asiento(apriete de pernos) P =0 ( la presión es cero)y los valores de de S a la temperatura ambiente y W con las formula (4) del punto 2-5(e) del Apéndice-2 (Bridas). (c) (3)- Las cabezas planas, tapas o bridas ciegas (blinds) sin arriostrar, pueden ser cuadradas, rectangulares, elípticas, oblongas. segmentadas o cualquier caso no circular, El espesor requerido viene dado por :

ZCP (3) SE 2,4d Z = 3,4(4) D Z < 2,5 Z no puede ser mayor de dos y medio (2,5).

t=d

ASME

124 TAPAS Y CABEZAS PLANAS SIN ARRIOSTRAR UG-34 (c)(3) La formula (3) no deberá ser aplicada a tapas, cabezas o blinds no circulares cuando están unidas con pernos, causando estos un momento en el borde ( imágenes ( j ) y ( k )). Para cabezas no circulares de este tipo el espesor debe de ser calculado por:

W hG ZCP (5) +6 SE S E L d3 cuando se use la formula (5) el espesor t será calculado con el mismo proceso que para la Formula –2.

t=d

Párrafo (d)- Para los tipos de construcciones mostradas en la Fig-UG-34, los mínimos valores de C usados en las formulas (1),(2), (3) y (5) son: Imagen(a) C = 0,17 -Para cabezas forjadas y no circular con brida integral o soldada a tope al recipiente, con el radio interior de la esquina no menor que tres veces el espesor requerido en la cabeza, y sín requerimiento especial respecto a la longitud de brida, y cuando la soldadura satisface todos los requerimientos para juntas circunferenciales dadas en la parte U W. C=0,10 -Para cabezas circulares cuando la longitud Y de la brida para la cabeza no es menor que t2 (6) Y = ( 1,1-0,8 s2 ) t h th C=0,10- Para cabezas circulñares ,cuando la longitud Y es menor que el valor dado por la Formula (6), pero el espesor de la envolvente no es menor que t S = 1,12 t h

1,1 -

Y d th

(7) para una longitud de al menos 2 d t S

Cuando el valor de C= 0,10 es usado, la tapa será al menos 1:3 Parrafo (d) Imagene (b-1) C=0,17- Para cabezas forjadas, circulares o no circulares, integrales o con soldadura recipiente.

al

Para las integrales, cuando el espesor de la brida no es menor que dos (2) veces el espesor de la envolvente, con el radio de la esquina en el lado interior no menor que tres (3) veces el espesor de la brida, y las soldadura satisface todos los requisitos para juntas circunferenciales dadas en la parte UW.

ASME

125

TAPAS Y CABEZAS PLANAS SIN ARRIOSTRAR UG-34 Parrafo (d) Imagen (b-2) C=0,33-Pero no menor que 0,20 para cabezas integrales forjadas circulares y no circulares o soldadas a tope al recipiente,cuando el espesor de la bridano no es menor que el espesor de la envolvente, con el radio de la esquina en el interior no es menor que: r m i n = 0,375 in (10 mm) para ts ≤ 1 ½ in ( 38 mm) r m i n = 0,25 t para ts ≤ 1 ½ in ( 38 mm) paro nunca será mayor que ¾ in (19 mm). La soldadura debera satisfacer todos los requisitos UW.

para juntas circunferenciales de la parte

Imagen (c ) C= 0,13 –Para cabezas circulares con soldadura de solape o soldado con latón a la envolvente con el radió de la esquinano menor que 3t e Y no menor que el valor requerido por la Formula (6) y satisfaciendo los requerimientos de UW-13. C= 0,20 – Para cabezas circulares y no circulares soldadas a solape o con latón, pero sín requerimientos especiales para Y. C= 0,30-Para bridas circulares de chapa roscadas en el final del recipiente, con el radio interior de la esquina no menor que 3t, en cuanto al diseño de las juntas roscadas contra el fallo por cortadura,tracción, o compresión, resultantes en los finales , por fuezas debidas a la presión, son basadas en un factor de seguridad de al menos igual a cuatro(4), la parte roscda es al menos resistente en la rosca como en las tuberias Standard del mismo díametro. Soldaduras selladas pueden usarse si es deseado. Imagen ( d ) C= 0,13-Para cabezas planas circulares integrales, cuando la dimensión – d- no excedede 24 in (600mm), y la relación del espesor de la cebeza a la dimensión –d- no es menor de0,05 o mayor de 0,25; el espesor de la cabeza t h no es menor que el espesor de la envolvente tS ; el radio interior de la esquina no es menor que 0,25 t, y la construcción es realizada por tecnicas especiales de recalco y embutición en el final de la envolvente, cuando son empleadas cabezas en los finales. Imágenes (e), (f) y (g) C =0,33m- pero no menor que 0,20 para chapas circulares,soldadas en el lado inteior del recipiente, y cumpliendo los requerimiento para los distintos tipos de soldadura en el recipiente. Si un valor de –m- es menor que uno (1), es el usado en el calculo de t, el espesor de la envolvente t

S,

será mantenido a lo largo de la distancia de al menos 2 d t S . desde la cara

interior de la cabeza. El espesor de la garganta del filete de soldadura en las imágenes ( e ) y (f) será al menos de 0,7tS , y en la imagen (g) no será menor que 2 veces el espesor requerido en una envolvente sin soldadura, pero no menor que 1,25 veces el espesor nominal de esta envolvente, pero no mayor que el espesor dela cabeza. La soldadura será depositadaen en una estria soldada a la raiza en el interior de la cara de la cabeza como se ve en la figura.

ASME

126

TAPAS Y CABEZAS PLANAS SIN ARRIOSTRAR UG-34 Parrafo (d) Imágenes (e), (f) y (g) C = 0,33-Para chapas no circulares, soldadas en lado interno del recipiente y siempre cumpliendo los requerimuientos de los distintos tipos de soldadura en el recipiente. El espesor de la garganta de los filetes de soldadura en las imágenes ( e) y (f) será al menos de 0,7tS. La dimensión de la soldadura tw de la imagen (g) será no menor que 2 veces el espesor requerido de una envolvente sin soldura pero menor que 1,25 veces el espesor nominal de esta envolvente, pero no mayor que el espesor de la cabeza. La soldadura será depositada en en una estria soldada a la raiz en el interior de la cara de la cabeza como se ve en la figura. Imagen (h) C=0,33- Para chapas circulares soldadas en los finales de la envolvente cuando tS es al menos 1,25 tr, y el detalle de la soldadura es conforme a los requerimientos de UW-13(e) y y en las imágenes de (a ) a (g) de la Fig-UW-13.2 .ver tambien UG-39( d) (3). Imagen ( i ) C=0,33m, pero no menor que 0,20para chapascirculares si en el lado interior el filete de soldadura en la garganta el esposr es de 0,7t, si es usado los detalles de la soldadura externa serán conforme a los requerimientos de UW-13(e) y Fig-UW13.2, desde la figura ( a) a la (g) inclusive,en que el lado interno soldado puede ser considerado que contribuye en un aumento igual a –t-, en la suma de la dimensión –a- y –b-. Ver UG-39 (d) (3). Imágenes (j) y (k) C = 0,30 para circular y no circular cabezas y tapas empernas al recipiente com indica la figura. Nota: Las formulas (2) y (5) deberan ser usadas por causa de un momento extra aplicado a la cubierta debido a los pernos. Cuando la tapa de chapa es acanalado para una junta periférica como se muestra en imagen (k),el espesor neto de la tapa de chapa bajo la acanaladura o entre el canal y el boorde externo de la tapa de chapa no será menor que: t =d 1,9

W hG

para tapas y cabezas circulares Sd Para tapas y cabezas no circulares no será menor que

t=d

6

W hg S L d3

Imágenes (mm), (n) y ( o ) C= 0,30 para chapas circulares insertadas dentro del final de un recipiente y sujeto al sitio por una adaptacion mecanica de cierre positivio, y donde todo posible intento de fallo ( bién por corte, tracción, compresión, deformación radial,incluyendo el abombamiento, resultamnte por la presión y diferencias de expansión termicas) serán resistidas con un factor de seguridad de al menos cuatro (4).si se desea se puede usar un sello de soldadura.

ASME

127

TAPAS Y CABEZAS PLANAS SIN ARRIOSTRAR UG-34 Parrafo (d) Imagen (p)C= 0,25 para circular y no circular tapas empernadas con junta a cara-completa, en las envolventes, bridas o chapas en los lados. Imagen (q) C= 0,75 para chapas circulares roscadas dentro del final de un recipiente que tiene un diámetro interior –d- que no excede a 12 in (300mm), o por cabezas integrales teniendo una brida roscada en el final del recipiente, cuyo diámetro interior –d-no excede de 12 in (300mm). Cuando el diseño de la junta roscada de la junta roscada contra fallo por cortadura, tracción, compresión, o deformación radial, por el abombamiento resultante de la presión y diferencias termicas de expansión, esta basado en un factor de seguridad de valor al menos cuatro(4). Si el cierre se hace con un tubo roscado en forma cónica, los requerimientos de la Tabla UG-43 seran considerados. Si se desea puede usarse en el cierre un sello de soldadura. Imagen ( r) C=0,33 para chapas circulares que tengan una dimensión –d- que no exceda a 18 in(450mm), insertadas dentro del recipient,como es mostrado en la figuar , tomando los requerimientos para los diferentes tipos de soldadura. El final del recipiente será sobre plegado al menos 30º pero sin superar los 45º. El plegado debe hacerse soloe n frio, cuando esta operación no .dañar al metal. La garganta de la soldadura no será menor que el espesor de la cabeza plana o de la envolvente, cualquiera que sea el mayor.

Imagen (s)C= 0,3 para chapas circulares biseladas,teniendo un diámetro-d- que no excede a 18 in(450mm)insertadas dentro del recipiente, estando el final plegado al menos 30º pero sin superar los 45º, y cuando las rozas dejads por asiento son al menos del orden del 80% del espesor de la envolvente. Los biseles no serán menores que el 75% del espesor de la cabeza. El plegado será hecho cuando la circunferencia entera del cilindro es uniforme temperatura del calentamiento en la forja.

a la propia

Para estasconstrucción, la relación tS/d no será menor que la relación P/S y no menor que 0,05. La máxima presión admisible para esta construcción no excedera a P = S/5d para unidades USA y (P=127S/d para unidades SI). Esta construcción no esta permitida si la chapa es laminada. .

ASME

128 TAPAS Y CABEZAS PLANAS SIN ARRIOSTRAR UG-34

ØA = ØC =

tj

tc r hG

DETOS DE JUNTA

N=

γ=

N

ØG =

DATOS DE DISEÑO Pres. de Diseño en Kp/mm2 P = Temp de Diseño en ºC = Corrosión Admisible en mm MATERIAL FONDO S f o= Ten Adm. a T. D.Kp/mm2= S f a= Ten.Adm. a T.A .Kp/mm2 = MATERIAL PERNOS A-193 B7( U otro) Sb= Ten.Adm. a T.D. Kg/mm2= Sa= Ten.Adm. a T.A .Kg/mm2=

m=

bo =0,5N = bo= b = bo Si bo < 0,25 in(6 mm) Si bo > 0,25 in(6 mm) b = 2,5(bo )0,5( bo en mm) = b = 0,5(bo )0,5( bo en in) = DATOS GEOMETRICOS A= C= G=

DETOS ∅. de DE perno PERNOS d b 1= Numero pernos N°=

1Area de un perno Ab1=

Areatotal pernos A b = NxAb1 A b=

R= E=

B= di j= do j= Valores de R y E en tabla de pernos AN-2 Valor mnimo de C= B +2R; B = Diámetro interior de la brida en mm, CALCULO DE G Si bo > 0,25in = 6,35 mm G= do – Si b< 0,25 in = 6,35 mm G= 0,5 (do + di)= 2b= ´Valor Minimo de A Min.Ancho de Junta N=ATBSba/2πγG= N=0,5(do-di)= A=C+2E = Mínimo valor de diametro exterior de junta d o j Diametro interior de junta do j /di j = [(γ-Pm)/ (γ-P(m+1))]0,5= d ij = B = d oj Ancho de junta N = 0,5( d o j – di j)= CALCULO PERNOS HP =2π bG mP = Am (El mayor de Wm1/Sb o Wm2/Sa ) OPERACION Wm1/Sb = Wm2/Sa = H =π G2 P/4 = Am= Wm1= HP+H = Ab= NºxAb1= ASIENTO Wm2= π bG γ = 0,5(Am+Ab)=

ASME

129

CALCULO DEL ESPESOR DE LA TAPA EN EL CENTRO DE LA TAPA

OPERACIÓN ASME UG-34

t=G

Wh G CP + 1,9 SE SEG 3

E= eficiencia de soldadura= ASIENTO ASME UG-34

t=

1,9

W hG S E G3

r= ranura en mm= d= (Ver Fig UG-34) hG= 0,5 ( C-G ) = Para valor de hG (Ver Ap 2 Tabla 2-6) C= 0,3 (Ver Fig UG-34 ) En operacionW= Wm1 = En asiento W= 0,5(Am+Ab)Sa= S = S f o = Tension Admi a T de D(Operar) S = S f a = Tensió n Admisi a T A(Asiento)

ASME

130

TAPAS Y CABEZAS PLANAS SIN ARRIOSTRAR-UG-34 EJEMPLO DEL CALCULO DE UNA TAPA PLANA ØA = ØC =

tj

tc r hG

N

ØG =

DATOS DE DISEÑO Pres. de Diseño en Kg/mm2 P = 0,03 Kg/ mm2 Temp de Diseño en ºC = 100 º Corrosión Admisible en mm MATERIAL FONDO PLANO: S275JRGR2 S f o= Ten Adm. a T. D.Kg/mm2= 12,72 Kg /mm2 S f a= Ten.Adm. a T.A .Kg/mm2 = 15,66 kg/mm2 MATERIAL PERNOS A-193 B7 ( U otro) Sb= Ten.Adm. a T.D. Kg/mm2= 17,58 kg/mm2 Sa= Ten.Adm. a T.A .Kg/mm2= 17,58 kg/mm2

N=20 m =1,5 ∅. de 1 perno Area de un perno JUNTA PERNOS d b 1= 7/8” Ab1=270,3 mm2 C-4430 γ = 1,1 kg/mm2 bo =0,5N =0,5x20=10 d=∅ agujero klinger b o =10 mm d = 22 mm (γ=11 Si bo < 0,25 in(6 mm) b = bo=5 mm Numero Area total pernos Mpa) Si bo =10> 0,25 in(6 mm) pernos A b = NxAb1= (m=1,5) b = 2,5(bo )0,5=2,5 (10)0,5= 7,9 A b=21624 mm2 N°= 80 DATOS GEOMETRICOS A=2664 C=2604 mm G=2566mm En tabla pernos en Anexo para 7/8” Mínimo R =1 1/4”= 32 mm Real de R = = 32 mm B=∅idela di j=2546 mm do j= 2582 mm Mínimo E =1 3/16” = 30 mm brida(mm) B = 2540 Valor mnimo de C= B +2R=2540+2x32 =2604 B = ∅ide la brida=2540 CALCULO DE G Si b< 0,25 in = 6, mm G= 0,5 (do + di)=0,5(2562+2582)=2572 Si bo > 0,25in = 6 mm G= do –2b=2582-2x7,9=2566,2 mm ´Valor Minimo de A Ancho de Junta N=0,5(do-di)= 40 mm A=C+2E = 2646+60= Mínimo valor de diametro exterior de junta d o j ∅ ide junta d ij = B =2540mm do j /di j = [(γ-Pm)/ (γ-P(m+1))]0,5=[ 1,055/1,025]0,5=1,014 N = 0,5( d o j – di j)=0,5(2582-2542)= 20 CALCULO PERNOS HP =2π bG mP = 5732 kp Am (El mayor de Wm1/Sb o Wm2/Sa ) OPERACION Wm1/Sb = 9.148 mm2 Wm2/Sa = 3.985 mm2 2 H =π G P/4 = 155. 086kp Am= 9148 mm2 = 160.818 kp Ab= NºxAb1=21.624 mm2 Wm1= HP+H ASIENTO Wm2= π bG γ = 70.058 kp W =0,5(Am+Ab) Sb = 270.495 kp

ASME

131

CALCULO DEL ESPESOR DE LA TAPA EN EL CENTRO DE LA TAPA

OPERACIÓN ASME UG-34

t=G

Wh G CP + 1,9 =80 mm SE SEG 3

E=eficiencia de soldadura=0,85 ASIENTO ASME UG-34

t =G

1,9

W hG S E G3

= 18 mm

r= ranura en mm= hG= 0,5 ( C-G ) = 19 mm Para valor de hG (Ver Ap 2 Tabla 2-6) C= 0,3 (Ver Fig UG-34 ) En operacionW= Wm1 =160.818 kp En asiento W= 0,5(Am+Ab)Sa=270.495 kp S = S f o = Tension Admi a T D (Operar) S = S f a = Tensió n Admisi a T A(Asiento)

EN OPERACION

t=G

0,3 x 0,03 160818 x 19 Wh G CP + 1,9 =2566 + 1,9 3 0,85 x 12,72 SE SEG 0,85 x12,72 x 2566 3

t=2566 0,000832 + 0,0000318 =2566 x 0,029 = 75,41 mm adoptado = 80 mm

ASIENTO t =G

1,9

W hG SEG

3

= 2566

1,9

270.495 x 19 0,85x 15,66 x 2566 3

=2566 x 0,0066= 19,9 mm

ASME

132

AC-ACCIONES COMBINADAS AC.1.-GENERAL Sobre los recipientes que están sometidos a esfuerzos debidos a la presión interna, externa o interna.-externa, pueden verse sometidos a otros esfuerzos derivados de las acciones del viento, sismo, peso propio, cargas excéntricas y de los elementos que actúan sobre ellos. Cuando actúan varias de estas acciones simultáneamente se tiene que realizar la comprobación del efecto que las mismas producen sobre el recipiente, para no sobrepasar los valores de la Tensión de Trabajo admisible del material a la temperatura de diseño. Esta comprobación de los esfuerzos es lo que se llama Acciones Combinadas sobre un equipo. Las combinaciones de esfuerzos más comunes son las debidas a viento, sismo, peso propio, presión interior y presión exterior. Se admite que en la combinación de cargas no deben considerarse simultáneamente las acciones de viento o sismo, sino que se tomara la que cause mayor esfuerzo. Los esfuerzos resultantes por cada una de las acciones se transmiten en forma de tensiones(tracción) que le asignaremos un signo (+) y esfuerzos de compresión a los que asignaremos un signo (-) . Para determinar la condición de esfuerzo de cada acción establecemos dos direcciones en el equipo, lado de barlovento (de donde sopla el viento) y sotavento (lado contrario ala dirección del viento). AC.2.-ACCIONES COMBINADAS BAJO PRESIÓN INTERIOR Condiciones de Esfuerzo Lado de Barlovento Lado de Sotavento Esfuerzo por Viento(Tracción)=+ Esfuerzo por Viento (Compresión)=Esfuerzo por Sismo(Tracción) = + Esfuerzo por Sism (Compresión)=Esfuerzo por Presión Interna (Tracción)=+ Esfuerzo por Presión Interna(Tracción)=+ Esfuerzo por Peso( Compresión)=Esfuerzo por Peso(Compresión)=-

AC.3.-ACCIONES COMBINADAS BAJO PRESIÓN EXTERIOR

Esfuerzo Esfuerzo Esfuerzo Esfuerzo

por por por por

Lado de Barlovento Viento(Tracción) =+ Sismo (Tracción)=+ Presión Extern (Compresión)=Peso (Compresión)=-

Condiciones de Esfuerzo Lado de Sotavento Esfuerzo por Viento (Compresión )=Esfuerzo por Sismo (Compresión) = Esfuerzo por Presión Externa(Compresión)=Esfuerzo por Peso (Compresión) =-

ASME

133 AC.4.-ESFUERZOS DE VIENTO Velocidad de Viento V en millas /hora La Carga Dinámica de Viento q

v

en psi ( Lbs/pie2). :

qV =C.(V2).Kz. G. CS en psf ( Lbs/ ft2) Unidades USA V= 89,42 millas/hora C=0,00256 La Carga Dinámica de Viento q

v

A.C-4.1

en Pascales. :

qV =C.(V2).Kz. G. CS en Pa ( N/m2) en Unidades S.I

A.C-4.2

V= m/s C=0,613 Los valores de G y KZ sacados de la tabla A.C-4.1para zona expuesta G

Tabla A.C-4.1 ALTURA Metros 0-5 5-10 10-15 15-30 30-45 45-60 60-100 100-150

G 1,32 1,26 1,21 1,16 1,14 1,11 1,09 1,06

Kz 0,80 0,98 1,13 1,38 1,55 1,68 1,88 2,18

CS 0,7 0,7 0,7 0,7 0,7 0,7 0,7 0,7

AC.5.- VIBRACIONES NATURALES Periodo de Vibración T en seg En Operación

TO= 0,0000265x(H/D)2x[wOxD/t]1/2 Unidades USA TO= 0,000626x(H/D)2x[wOxD/t]1/2 Unidades S.I

A.C-5.1 A.C-5.2

ASME

134 AC.5.- VIBRACIONES NATURALES Periodo de Vibración T en seg En Vacio

Tv = 0,0000265x(H/D)2x[wV x D/t]1/2 Unidades USA

A.C-5.3

TV= 0,0000626x(H/D)2x[wV x D/t]1/2 Unidades S.I

A.C-5.4

H = Altura Total en ft ( Pies) o metros. D = Diámetro Medio estimado del Recipiente en ft (pies) ometros. t =espesor del faldón en la base menos Corrosión en inch (pulgadas) o centímetros. wO = Peso de la Torre en Operación por Lb/ft(Libra/pie) de altura o Kp/metro. WO = Peso Total en Operación Lb (libras) o Kp. WV = Peso Total en Vacío Lb (libras) o Kp. wv = Peso de la Torre en Vacío por Lb/ ft ( Libra /pie) de altura o Kp/metro. g = Aceleración de la Gravedad = 32,2 ft/seg2 = 9,81 m/seg2. Periodo de Vibración Permitido

T Admi = 0,8 [WH /V g ]0,5 en ambos sistemas

A.C-5.5

W=Peso Total del equipo Torre solo en Lbs o Kp. H= Altura del equipi en pies o metros. V= Esfuerzo cortante en la Base en Lbs o Kp: V = CW G = aceleración de la gravedad = 32,2 pies/seg2 = 9,81 m/seg2 C = Coeficiente de valor =

0,067 T

nunca menor de 0,12.

Siempre T0 y TV < T Admis

ASME

135 AC.6.-ESFUERZOS POR SISMO El esfuerzo de Corte VSX en un plano horizontal cualquiera de la torre a una altura X medida desde la línea de tangencia de la cabeza hasta el plano considerado vale El Esfuerzo Cortante VSX en la sección s a distancia x de la cabeza vale: VSX = SWX(2H-X) / H2

A.C-6.1

El Momento Flector MSX en la sección s a distancia x de la cabeza vale: Mx= SW.X2(3H-X) /3H2

A.C-6.2

El Esfuerzo Cortante Vb en la base cuando H=X vale:

Vb = SW

A.C-6.3

El Momento Flector Mb en la Base cuando H=X vale:

Mb=2/3ZSWH

A.C-6.4

S = Coeficiente sísmico = Fi x Fr x Fd x FC H = Altura Total de la Torre en m X = Altura desde la Cabeza hasta la sección considerada en m W = Peso de la torre en vacío o en operación en Kg Tabla A.C-6.1 Z = Coeficiente basico sísmico Z= 0,02 para grado de intensisdad sísmica V o menor Z=0,04 para grado de intensisdad sísmica VI Z=0,08 para grado de intensisdad sísmica VII Z=0,15 para grado de intensisdad sísmica VIII Z=0,30 para grado de intensisdad sísmica IX Fi = Factor de Intesidad = Zx R o bíen Fi = Cg x R . Coeficiente de riesgo sísmico R =1. Zg = Coeficiente sísmico básico corregido en función del periodo T y para cuando T> 0,5 seg. T = periodo de vibración en segundos. Si T < 0,5 entonces Zg = Z. Fr = Factor de respuesta =

0,8

. T Fd = Factor de distribución adoptar el valor= 1. FC = Si no está definido adoptar el valor =1,2. 3

ASME

136 AC.7.-ANALISIS DE LA COMBINACIÓN DE ESFUERZOS 1)-Los signos positivos (+) indican tracciones, los negativos (-) indican compresiones 2)-Se admite que el viento y el sismo no suceden simultáneamente. 3)-Se calculan las características geométricas y mecánicas del recipiente, tales como área de la sección transversal, momento resistente de cada sección, peso del equipo vacío y lleno de agua, incluyéndose en el peso no solo el propio sino también el de escaleras, tuberías, aislamientos etc. 4)-Se calcula para cada acción individual las cargas que se inducen sobre el equipo. 5)-Una vez conocidos los valores de las cargas que cada acción produce se calcula para cada una de ellas los momentos flectores y esfuerzos cortantes en cada una de las secciones que se analizan, es el caso del viento, sismo y de excentricidad de cargas sobre el equipo. 6)-Deben calcularse los esfuerzos resultantes en las diferentes uniones de la envolvente del equipo, tales como cambio de sección de cilindro-cilindro de menor sección, cilindro-cono, cilindro-cabeza inferior, cilindro-cilindro de menor espesor, cilindro-faldón y en la base de anclaje ( sí es que el equipo lleva faldón y esta anclado en la base). 7)-Los esfuerzos se comprobaran para el equipo en el momento de instalación. Durante la prueba hidrostática y en operación. 8)-Para acciones combinadas con presión Interna en el cálculo hay que considerar la Tensión Longitudinal para juntas circunferenciales es decir: S= PR/2Et. P= presión. E= eficacia de junta. S = tensión R =radió. t =espesor.

ASME

137 AC.7.-ANALISIS DE LA COMBINACIÓN DE ESFUERZOS

Se puede actuar de dos formas diferentes para el cálculo de acciones combinadas . 1).-Asumiendo un espesor t del recipiente en cada una de sus partes y con este realizar los cálculos para obtener la tensión resultante mediante la expresión:

S= ±

PDo 16Do M 2W ± − 2 2 4Et πEt (Do + Di ) Do + Di πEt (Do + Di )

(

)

A.C-7.1

Sa = Tensión admisible del material en psi o kp/cm2. P = Presión de Diseño en psi (lb/pulg2) o Kgp/cm2. Do = Diámetro exterior en pulgadas o cm. Di = Diámetro interior en pulgadas o cm. M = Momento flector (El mayor) en inchxLb (pulgadaxlibra) o cmxKp. E = eficiencia de junta. t= espesor en pulgadas o cm. W = Peso en lb o kp.

La tensión que resulte S será de tracción o compresión y deberá compararse con la tensión que para el espesor adoptado resulte por presión interna para juntas longitudinales tenemos (Tensión circunferencial) siendo la mayor la que se comparara con la Admisibles del material a temperatura de diseño. 2) Asumiendo el valor de la tensión Admisible Sa a la temperatura de diseño, se calcula el espesor. El espesor que resulte se compara con el que se obtiene por presión interna en el caso de juntas longitudinales. Se tomara como espesor el que sea mayor.

t= ±

PDo 16Do M 2W ± − 4ES a πESa (Do + Di ) Do2 + Di2 πESa (Do + Di )

(

)

A.C-7.2

ASME

138 AC.8-DETERMINACION DEL CALCULO DE LA MÁXIMA TENSIÓN DE COMPRESIÓN UG23 ( B) Para un valor elegido del espesor t del cilindro el factor A es calculado por:

A=

0,125  Ro   t

  

A.C-8.1

Ro = Radio exterior de la pared del cilindro o tubo en inch o cm. t = Mínimo espesor requerido para la pared cilíndrica en inch o cm. E = Modulo de elasticidad del material a la temperatura de Diseño en psi (Lbs/inch2) o Kp/cm2.

Con este factor A en la carta del material correspondiente se entra en la misma. Si el valor de A se encuentra fuera de la derecha del extremo final superior de la apropiada línea temperatura de diseño del material, desde este extremo se traza la horizontal para encontrar el valor de B. Si el valor de A cae dentro de los limites extremos de la linea de temperatura , la vertical de A al interceptar esa línea nos da el punto desde el cual se traza la horizontal para encontrar el valor de B. Si el valor de A sale a la izquierda del extremo final inferior de la línea de temperatura el valor de B es:

B = AE/2

A.C-8.2

Siendo B el valor de la Máxima Tensión de Compresión del Material a la temperatura de Diseño y E es el valor del Limite Elástico del material a la temperatura de diseño.

ASME

139 AC.9.- DISEÑO DEL SOPORTE PARA EQUIPOS VERTICALES: TIPO FALDÓN El faldón es uno de los tipos de soporte, el más frecuente para los recipientes verticales esbeltos, tales como son las torres. También es el soporte de recipientes no sometidos a presión como lo son las chimeneas. En los recipientes verticales se une por soldadura continua a la cabeza inferior(fondo) del recipiente. En la figura adjunta se ven los tres tipos de conexión del faldón a la cabeza inferior de un recipiente.

Fig-7.1 Tipo de Faldones

La formula que nos da el espesor del faldón bien en la unión a la cabeza inferior del recipiente, bien en la base donde se ancla a la cimentación es: t= -

16D o M

(

πES a (D o + D i ) D o2 + D i2

) − πES

2W a (D o + D i )

A.C-9.1

Sa = Tensión admisible a compresión en el material a temperatura de diseño en psi (Lbs/inch2) o Kp/cm2. P = Presión de Diseño en psi (lb/pulg2) o Kp/cm2. Do = Diámetro exterior en pulgadas ¡o cm. Di = Diámetro interior en pulgadas o cm. M = Momento flector (El mayor) en inchxLb(pulgadaxlibra) o cmxKp E = Eficiencia de junta ( 0,6 para soldaduras a tope tipo fig.A y 0,45 para soldadura a traslape fig.C) t= Espesor en pulgadas = cm. W = Peso en lb o kp.

ASME

140 AC.10.- CALCULO DE PERNOS DE ANCLAJE Los recipientes verticales, las torres y las chimeneas deben anclarse a la cimentación de hormigón por medio de pernos de anclaje que actúan sobre un anillo base que esta unido al faldón. Los pernos se ubican alrededor de un circulo sobre el anillo base, actuando los mismos sobre unas silletas que están soldadas al anillo base y al faldón. Los pernos de anclaje deben instalarse en un número que sea múltiplo de cuatro, y si la torre o chimenea es alta no serán nunca inferiores a ocho.. Los pernos deben espaciarse a distancia no menores de 18 pulgadas. En el caso de que el recipiente sea de diámetro pequeño, será necesario agrandar él circulo de pernos para cumplir con lo anterior, lo cual se consigue haciendo que el faldón tenga la forma tronco cónica, o bien si el faldón es cilíndrico lo que tendrá que ensancharse es el diámetro del anillo base. Al calcular la dimensión de los pernos hay que considerar el área en la raíz de los pernos, en la figura adjunta se dan los datos sobre pernos. viniendo este valor en la columna Root Area de Standard Thread

Tabla de Pernos-10.1

ASME

141 AC.10.- CALCULO DE PERNOS DE ANCLAJE

TABLA PARA NUMERO DE PERNOS DE ANCLAJE NUMERO DE PERNOS DE ANCLAJE Diámetro del Circulo de Pernos en pulgadas Mínimo 24 a 36 4 42 a 54 8 60 a 78 12 84 a 102 12 108 a 126 16 132 a 144 20 Tabla-10.2

Máximo 4 8 12 16 20 24

El área requerida para los pernos se calcula en las condiciones de torre vacía. El método para el cálculo de los pernos de anclaje de una forma simple es suponer que forman un anillo continuo de diámetro igual al diámetro de los pernos. La Tensión Máxima en los pernos es:

SMax =

 4M M W W  − en Kp/cm =   Kp/cm 2 A B CB  πxD CB π x D CB 

Ec-AC.10.1

M = Momento en la base del faldón en cm-Kp AB = Area encerrada por el circulo de pernos en cm2 = π x

2 D CB 4

W = Peso en vacío de la torre en Kp. CB = Longitud del circulo de pernos en cm = π x DCB DCB = Diámetro del circulo de pernos en cm.

Area requerida de un perno:

B1 =

S

Max x C B = S Ad xN

 4M W    x π x D CB 2  πx D CB D CB  S Ad x N

 4M   - W  D  CB  = cm2 S Ad x N

Ec-AC.10.2

SAd = Tensión Admisible para material de pernos en Kp/cm2. N = nº de pernos. B1 = Area requerida de un perno en cm2

ASME

142

AC.10.- CALCULO DE PERNOS DE ANCLAJE

Numero de Pernos:

N=

S Max x C B = S Ad xB A

 4M   − W  D  CB  S Ad x B1

Ec-AC.10.3

Esfuerzo a Tracción soportado por un Perno-T1

 4M   - W  D CB  kp T1 =  N

Ec-AC.10.4

Longitud del perno de anclaje –L- ( pernos sin gancho) T1 = perímetro del perno x longitud del perno x Tensión de adherencia entre perno y hormigón T1 = π x d x l x σ. Perímetro del perno en cm = π x d. d = Diámetro del Perno en cm. Longitud del perno = L en cm. Tensión de adherencia entre perno y hormigón:: σ

Longitud del perno: l =

T1 en cm πxdxσ

Ad e r

= Valor entre 4 a 5 kp/ cm2.

Ec-AC.10.5

ASME

143

ASME

144 AC-11 EJEMPLO DE ACCIONES COMBINADAS

1- Determinación de pesos del deposito Envolvente Peso = 3,14 x D D

m

H

L.T

m

xH

x t x d = 3,14 x 2,795 x 12 x 0,005 x 7850 = 4.136 Kp

L.T

= Diámetro medio = 0,5 (2800+2790) = 2,545 m = Altura del cilindro entre tangentes = 12000 mm = 12 m

t = espesor cilindro = 5 mm = 0,005 m d = densidad material = 7850 Kg/m3 Peso Cilindro = 4.136 Kg Cabeza Circula Planar Peso =π x D2/4 x t x d = 3,14 x 2,792/4 x 0,005 x 7850 = 240 kg D2 = Diámetro cabeza = 2790 mm = 2,79 m t = Espesor de la cabeza = 5 mm Peso Cabeza = 240 kg Peso de cono D m L = Diámetro medio del cono = 2795mm = 2,795m Generatriz

Cono

= 1616 mm = 1,616 m

t = espesor del tronco de cono = 5 mm = 0,005 m Peso = π x 0,5 x D x x g

Cono

x t xd = 3,14 x 1,3975 x 1,616x 0,005 x 7850 = 279 kg

Peso del cono = 279 kg Faldón Altura h = 1350 mm =1,35 m Espesor t = 8 mm Diámetro interior Di = 2800 mm = 2,800 m Diámetro exterior D

e

= 28166 mm = 2,816 m

Peso = π x Dm x h x t x d = 3,14 x 0,5 ( 2,816 + 2,800) x 1,35 x 0,008 x 7850 = 748 kp Peso del Faldón = 748 kg

ASME

145

AC-11 EJEMPLO DE ACCIONES COMBINADAS

1- Determinación de pesos del deposito Peso Total recipiente vacio en la línea de tangencia con el cono W

T

=P

cil

+P

cabeza+

PCono + P

Faldón

= 4.136+ 240+279 = 4.655 +5% = 4.888 kg

Peso Total recipiente vacio en la línea de tangencia con el cono W

T

=P

cil

+P

cabeza+

PCono + P

Faldón

= 4.136+ 240+279 + 748 = 5403 +5% = 5.670 kg

Superficie del Recipiente expuesta a Viento 1) En la linea de tangencia A

TT

=D

e

xH

TT

= 2,8 x 12 = 33,6 m2

1) En la Base A

Base

= D

e

x h =2,816 x 1,5 = 4,224 m2

2-Acciones Exteriores Viento Se toma para diseño en la AE-2006 un viento con velocidad de V = 27 m/seg en D.1 que supone una carga de q = 45,5 Kg /m2 Coeficiente eólico de forma C = 0,7 Coeficiente de exposición en D.2 = 1,33

La fuerza del viento sobre el deposito es 1) En la linea de tangencia

F

WTT

F

WTT

= q x C x Ce x ATT = 45,5 x 0,7 x 1,33x 33,6 = 1423 kg = 1423 kg

Aplicado en el punto medio de la altura de la superficie, la distancia a la línea de tangencia con el tronco de cono cuyo valor d = 0,5 x 12 = 6 m 1) En la base F

base

=F

F

WBase

WTT

+q x C x Ce x Abase =1423+ 45,5 x 0,7 x 1,33x 4,224 = 1602 kg

= 1602 kg

ASME

146 AC-11 EJEMPLO DE ACCIONES COMBINADAS 2-Acciones Exteriores

Momento de Viento en L.T cilindro-Cono El Momento en la línea de tangencia con el cono vale: M

L.T

= F x d = 1423 x 6 = 8538 mxkg = 853.800 cmx kp

Momento de Viento en la base del Faldon

M

Total

= F

W Base

x 0,5 HT= 1602 x 0,5 x 13,5 =10.813 mx kp = 1.081.300cm x kp

ASME

147 AC-11 EJEMPLO DE ACCIONES COMBINADAS

3 -Comprobación del espesor del depòsito bajo Acciones combinada de Presión,Peso y Viento en la Línea de Tangencia con el Cono 1º)- En la Línea de Tangencia

PDo 16Do M 2W ± − 2 2 4ES a πESa (Do + Di ) Do + Di πESa (Do + Di ) Sa = Tensión admisible en el material a temperatura de diseño = 1467 Kp/cm2 t= ±

(

)

P = Presión de Interna en el Cilindro en psi (lb/pulg2) = 1,2 kp/cm2 Do = Diámetro exterior en = 280 cm Di = Diámetro interior en pulgadas =279 cm M = Momento flector en línea de tangencia =853.800 cmxKg E = Eficiencia de soldadura = 0,85 t= Espesor en =0,5 cm W = Peso en Vaíio

=Peso Liquido = 3,14 x Ri2x h x d =3,14 x 1,3952 x 12 x 10000 =73.364 Kp

W

L

W

total

D

o

L.T =4880 kP

= 4880+73364= 78.244kp

+Di = 280+279 =559 cm

Do2 + Di2 = 2802+ 2792 = 156.241 cm2 t=

PD o 16D oM ± 4ES a πES a (D o + Di ) D2o + D2 i

(

)

2W πES a (D o + Di )

Desfavorable a sotavento 1,2x280 16x 280 x 853.800 2x78244 t= 4 x 0,85 x 1467 3,14x0,85 x 729 x559 x 156.241 3,14x 0,85 x 729 x 559 t = 0,067- 0,022 – 0,143 = 0,098 cm = 0,98 mm < 5 mm VALIDO EL ESPESOR DE 5 MM DE LA ENVOLVENTE PARA ACCIONES COMBINADAS CON PESO Y VIENTO EN LA LINEA DE TANGENCIA

Tensión de Compresión del Material A = 0,125 / ( Ro/t) = 0,125 / ( 1400/8) = 0,00071 Valor de B = 0,5 (AE) = 0,5 x 0,00071 x 29x 106 = 10357 Psi = 729 kg/cm2

ASME

148

AC-11 EJEMPLO DE ACCIONES COMBINADAS

4-Comprobación del espesor del depòsito bajo Acciones combinada de Peso y Viento en la Línea de la Base En la base del Faldón ( Lado de Sotavento) El conjunto trabaja a compresión S

compresión

=729 kp/cm2

Do = Diámetro exterior

= 281,6 cm

Di = Diámetro interior =280 cm t =0, 8 mm W = Peso en base lleno

=5670+ 73.364+1.563 (liquido del cono)=80.100 kp

M t = 1.081.300 cm kg D

o

+Di = 281,6+280 =561,6 cm

Do2 + Di2 = 281,62+ 2802 = 157.698 cm t=

16 D o M

(

π E S a (D o + D i ) D o2 + D i2

t=-

)

+

2W π E S a (D 0 + D i )

16 x 281,6 x 1.081.300 2x80.100 = 0,024- 0,125 = 0,129 cm 3,14 x x 729 x (561,6) (157.698) 3,14 x x 729 x 561,6

t = 1,29 mm(Compresión) t = 1, 29mm < 8 mm espesor nominal del faldón en el lado de tracción VALIDO EL ESPESOR DE 8 MM DEL FALDÓN PARA ACCIONES COMBINADAS CON PESO Y VIENTO A COMPRESIÓN EN EL LADO DE SOTAVENTO (MAS DESFAVORABLE)

ASME

149

AC-11 EJEMPLO DE ACCIONES COMBINADAS 5-Comprobación de la Estabildad del Deposito por la acción del viento El peso total del deposito en vacío es W

T

= 5670 kg

El Momento por viento en la base del faldón M

V

= 1.081.300 cmxkp

Momento Estabilizante M

e

= W x 0,5 Do = 5670 x 0,5 x2,816 = 7983,36 m-kp = 798.336 cm-kp

Diámetro exterior en el faldón Do = 2,816 m Se debe de cumplir que M Como M

v

V ≤

M

e

para no tener que colocar anclajes

= 1.081.300 cm x kp > Me = 798.336

cmx kp

HAY QUE ANCLAR EL DEPOSITO

ASME

150

AC-11 EJEMPLO DE ACCIONES COMBINADAS 6-Calculo de los Anclajes Consideramos el anillo de la base del faldón con unas dimensiones de : Diámetro interior del anillo base D Diámetro exterior del anillo base D Diámetro del circulo de pernos

IA

= D o – 152 = 2816 –102 = 2714 mm = 106,85 in

OA

= Do + 124 = 2816+178 = 2994 mm = 117,87 in

D CB = Do + 136 = 2816 +102 = 2918 mm = 114,88 in

N = Nº de pernos = 8 Tensión admisible en los pernos S

Ad

= 1400 kp/cm2

Momento en la base M = 1.081.300 cmxkp Peso Vacio W = 5670 kp Ar

Ar

b1=

b1

Area requerida en un perno en cm2

 4M     D − W  CB  = = N S Ad

4 x 1.081.300 - 5670 291,8 8 x 1400

= 0,82 cm 2=0,0127 in2

Tomando pernos de ∅ =7 / 8” = 2,22 cm su área en el núcleo de un perno vale A

n b1

= 0,419 in2 = 2,7cm2

Area total de los pernos A n

B

=N x A

n b 1=

8 x 0,419 = 3,352 in2= 21,62 cm2

La tensión a tracción sobre un perno es T

b1

= S

Ad

xAr

b1

= 1400 x 0,83 = 1162 kp

La longitud necesaria para un perno: L=

1162 T1 = = 41,65 cm 3,14 x 2,22 x 4 π x d xσ

d = Diámetro del perno en cm = 2,22 cm

σ = Tensión de adherencia del hormigón con los pernos = 4 kp / cm2 SE ADOPTAN 8 PERNOS ∅ = 7/8” DE LONGITUD L = 500 MM MATERIAL DE PERNOS ORDINARIOS DE ACERO A 42 b

ASME

151 CR-CONEXIONES EN RECIPIENTES CR.1.-ABERTURAS EN RECIPIENTES BAJO PRESION INTERNA UG-36 a UG-40 UG-36 La filosofía de reforzar las aberturas realizadas en la pared o en la cabeza de un recipiente esta basada en que hay que suplir el material desaparecido al realizar la abertura por una cantidad igual de metal, alrededor de la abertura (a).- Forma de las aberturas ( 1 ). Las aberturas en cilindros, porciones cónicas o en cabezas, serán preferiblemente circulares, elípticas u oblongas (rectangulares con los extremos semicirculares).Las aberturas hechas por una tubería o conexión circular, cuyo eje no es perpendicular a la pared del recipiente o a la cabeza deberá considerarse como una abertura elíptica. Cuando la dimensión mayor de una abertura elíptica u oblonga excede dos veces a la dimensión corta el refuerzo en el lado corto será aumentado lo necesario para evitar la distorsión debida al momento de torsión. (2). Aberturas con otras formas que las del punto (1) deberán estar provistas en las esquinas del apropiado radio de curvatura. Cuando las aberturas son de tales proporciones que su resistencia no puede ser comprobada con garantía de seguridad, o cuando exista duda de la seguridad del recipiente con su abertura, la parte del recipiente afectada será sometida a una prueba hidráulica. (b).- Dimensiones de las Aberturas (1) - Las aberturas reforzadas correctamente en envolventes cilíndricas no están limitadas en la dimensión, excepto con las siguientes reglas. Las reglas para el refuerzo en aberturas corresponden a UG-36 a UG-40 y se aplican en general a aberturas que no sobrepasen los siguientes limites en sus dimensiones: Para recipientes de diámetro 60 pulgadas(1500mm) de diámetro interior y menores las aberturas en la pared o cabeza del recipiente no podrán ser de más de la mitad del diámetro del recipiente, pero si sobrepasar las 20 pulgadas(500mm). Para recipientes con diámetro mayor de 60 pulgadas(1500mm) la abertura en la pared o cabeza no podrá superar un tercio del diámetro pero sin superar las 40 pulgadas.(1000 mm) Para aberturas mayores hay que aplicar lo especificado en el Apéndice-1-7deben de satisfacer los requisitos de UG-36 a UG-40. Apéndice 1-7 (Grandes aberturas en envolventes cilíndricas) 1-7 (a)- Las aberturas que excedan las dimensiones de los límites dados en UG-36(b)(1) deben de ser provistas con refuerzos que cumplan con las siguientes reglas. “ Dos tercios del refuerzo requerido estará dentro de los siguientes limites: 1-7(a)(1) -Paralelo a la pared del recipiente: “El mayor de los 3/4 del Limite de UG-40(b)(1 ), paralelo a la pared del recipiente y a cada lado del eje de la abertura (que es el diámetro de la abertura corroído) o igual al limite de UG-40(b)(2) que viene definido como la suma del “radio de la abertura corroída, más el espesor de la pared del recipiente, más el espesor de la pared de la conexión”.

ASME

152 CR.1.-ABERTURAS EN RECIPIENTES BAJO PRESION INTERNA UG-36 a UG-40 UG-36 Apéndice 1-7 (Grandes aberturas en envolventes cilíndricas) 1-7(a)(2).-Normal a la pared del recipiente. Será menor de los valores dados en UG-40 ( c)(1), que es 2 1/2 veces el espesor nominal de la envolvente sin corrosión o el limite dado por UG-40 ( c)(2) (2 1/2 veces el espesor de la pared de la conexión corroída más el espesor del refuerzo t e ). 1-7 ( b )(1)-Aberturas para conexiones radiales que excedan los limitas en UG-36(b)(1) 1-7(b)(1) y cuando también astá dentro del rango definido por los limites dados en los requerimientos de (b)(2), (b)(3) y (b)(4). (a)-Recipientes de diámetro interior mayor que 60” (1500mm). (b)-Diámetro de conexiones cuyo diámetro interior

excedán de 40” (1000 mm) y tambien

excedan a 3,4 Rt siendo R = Radio interno del recipiente y t = espesor nominal del recipiente ( ver Fig 1-7.1) . ( c )-La relación Rn / R < 0,7., siendo Rn = radio interno de la conexión. Para aberturas con Rn / R > 0,7.no aplica. Estas reglas estan limitadas a conexiones radiales en envolventes cilíndricas que no tengan una proyección interior de la conexión, y no incluyendo cualquier análisis para el calculo de la tensión resultante por aplicación de cargas mecanica externas.para estos casos se debe aplicar U-2(g) 1-7(b)(2)- La tensión de mebrana S m es calculada por las ecuaciones (1) o (2) pero que cumpla S m ≤ S = tensión admisible a Tracción. La suma de Sm + S b ( Tensión a flexión) ≤ 1,5 S, Sb = Mxa / I Caso A Fig 1-7.1

S

(

m

(

 R Rn + tn + Rmt + Rn t + te + Rn m tn =P   As 

))  

(1)

Caso B Fig 1-7.1

S

m

=P[

(

R Rn + tn + R

mt

)+ R n (t +

R

n mtn

AS

)]

( 2)

Casos A y B ( ver fig 1-7.1 o 1-7.2 M=(

R 3n + R Rn e ) P 6

a=e+t/2

Sb = M a / I

(3)

(4)

(5)

ASME

153

Nota: Cuando cualquier parte de una brida esta localizada dentro del mayor de 16 tn + t

e

en la Fig1-7-1 o en la Fig-1-7-2 Caso A, o el mayor de

R n m t n + t e o de

R n m o de 16 tn en Fig 1-7-1 o

Fig-1-7-2 Caso B, la brida puede ser incluida como parte de la sección que que resiste el momento de flexión.

ASME

154 CR.1.-ABERTURAS EN RECIPIENTES BAJO PRESION INTERNA UG-36 a UG-40 UG-36 Apéndice 1-7 (Grandes aberturas en envolventes cilíndricas) AS = en los casos A y b es el area de las secciones rayadas. I = momento de Inercia de la mayor de las areas rayadas en las Fig 1-7.1 o fig 1-7.2 redferida al eje neutro. a =Distancia entre el eje neutrodel área rayada en Fig 1-7.1 o Fig 1-47.2 y el interior de la pared del recipiente. R

m

= Radio medio de la pared del recipiente.

R

n m=

Radio medio del cuello de la conexión.

e= distancia entre el eje neutro y el eje del área rayada en la pared del recipiente. S

m

= Tensión de mebrana calculado por las Ec (1) o (2).

S b = Tensión por flexión en la intersección del interior del cuello de la conexión y el interior de la pared del recipiente a lo largo del eje longitudinal de la pared del recipiente. S y = limite elástico del material a la temperatura de prueba 1-7(b)(3) La evaluación de la tansión combinada por presión interna y cargas externa será hecha de acuerdo con U-2(g). 1-7(b)(4) Para el cálculo de la tensión de membrana, usar los limites definidos en la Fig 1-7.1, y cumplir con la resistencia del refuerzo requerida en UG-41. Para el calcúlo de la tensión de flexión el mayor de los limites definidos en la Fig-1-7.1 o fig-17.2 debe de ser usado. La relación de la resistencia en la reducción dada por los requerimientos UG-41 no debe de ser aplicada, siempre que la relación de la tensión admisible del material en el cuello de la conexión, conexión fojada,chapa de refuerzo, y o brida, dividido por la tensión admisible en la envolvente del recipiente sea al menos del 0,8. (b)(1). Las aberturas reforzadas correctamente en cabezas y envolventes esféricas no están limitadas en la dimensión. Para una abertura en un final cerrado (extremo) que es mayor que la mitad del diámetro interior de la envolvente, una de las siguientes alternativas para el refuerzo puede ser usada: ( a ) En sección cónica se muestra en la Fig-CR.1 imagen (a). (b) En un cono con radio en knucle en el final mayor se muestra en la Fig-CR.1 imagen (b). (c) En una sección con doble curva se muestra en la Fig-CR.1 imagen (c) y (d).

ASME

155 CR.1.-ABERTURAS EN RECIPIENTES BAJO PRESION INTERNA UG-36 a UG-40 UG-36

Fig-CR.1 (c).- Resistencia y Diseño de las aberturas (1)- Todo lo referente a las dimensiones se aplica con la condición realizado con el material añadido con la corrosión admisible.

que el refuerzo se ha

(2) (a)-Todas las aberturas serán ( en envolventes cilíndricas y cónicas, o cabezas) reforzadas para cumplir con los requerimientos de UG-37 excepto las que se mencionan a continuación. (3) -Las aberturas simples en recipientes no sujetos a rápidas fluctuaciones de presión no requieren de refuerzo siempre que cumplan las siguientes condiciones: (a) Las conexiones de tubos soldados y no mayores que: Tubos de ½” (90 mm)y menores a recipientes o cabezas con espesor de pared no mayor de t =3/8”=10mm. Tubos de 2 3/8”(60mm) y menores a recipientes o cabezas de espesor de pared mayor de t =3/8” =10 mm . Las aberturas de diámetro mayor deberán reforzarse. (b) – Las conexiones roscadas o expandidas en que el diámetro de corte del agujero en la envolvente o cabeza , no es mayor que 2 3/8” ( 60 mm). ( c ) –Dos aberturas aisladas sin reforzar de acuerdo con ( a ) o ( b ), no deben de tener sus centros a una distancia uno del otro , tal que esta sea la suma de sus diámetros.

ASME

26-6-97

156 CR.1.-ABERTURAS EN RECIPIENTES BAJO PRESION INTERNA UG-36 a UG-40

UG-36 (c).- Resistencia y Diseño de las aberturas (d) dos aberturas aisladas sin reforzaro , en un grupo tres o más sinreforzar de acuerdo con ( a ) o ( b) deben de tener el grupo de sus centros a la distancia siguiente. Para envolventes conicas y cilíndricas: (1+ 1,5 cos θ) ( ( d1+ d2) Para envolventes de doble curvatura o cabezas planas: 2,5 (d 1 +d 2 ) θ = Angulo entre la linea que conecta los centros de la abertura y el eje longitudibal del recipiente. d1 y d2 = diámetros de las dos aberturas adjuntas. (d).- Aberturas a través de Juntas Soldadas Las aberturas a traves de juntas soldadas se rigen por UW-14. UW-14 (a) Cualquier tipo de abertura que cumpla con los requerimientos apropiados, dados para el refuerzo en UG-37, puede ser localizada en una junta soldada . (b)-Las aberturas que estando dentro de los limites dados en UG-36(c)(3), que no cumplan por completo los requerimientos de refuerzo dado en UG-37, pueden localizarse en la junta cabeza-envolvente o en otras juntas circunferenciales, con tal que la apropiada soldadura requiera el radiografiado en UW-51 para una longitud de tres veces el diámetro de la abertura medido en el centro del agujero. Los defectos que son quitados completamente en el corte del agujero no deben de ser considerados en la aceptabilidad de la soldadura. Referente a las aberturas y los refuerzos de ellas hay que indicar lo siguiente: a)-No es necesario reponer la cantidad total del material eliminado con la abertura del agujero, sino solo aquella cantidad que sea necesaria para resistir la Presión Interna, puesto que el espesor de la pared del recipiente y el de la pared del tubo que se conecta suelen ser mayores que el que se requiere en estos elementos para soportar la presión interna. El material en exceso en el recipiente y el sobrante en la conexión proporciona unas ares A1 y A2 que ya actúan como refuerzo. También proporcionan co refuerzo las prolongaciones ( si las hubiese) en le interior del recipiente de las conexiones que contribuyen con un área de refuerzo A3.Lo mismo sucede con las áreas proporcionadas por las soldaduras de la conexión a la pared cuya área A4 es considerada como un refuerzo de la zona. b)-En él supuesto que la conexión necesite de mayor cantidad de área de refuerzo que la que suministran las mencionadas anteriormente se coloca una placa de refuerzo comprendida dentro de ciertos limites. a) El área que proporciona la placa de refuerzo será mayor o menor según que el material de dicha placa tenga distinta resistencia que el material de la pared del recipiente. El área de refuerzo debe de ser satisfecha para todos los planos que pasen por el centro b) de la abertura y que son normales a la superficie del recipiente. Valores del factor K1 del Radio Esferico Radio esférico Equivalente Ro = K1D; Relación de Ejes = D/2h;Valores Intermedios se interpolan D/2h -----------3,0 2,8 2,6 2,4 2,2 K1 --------------1,36 1,27 1,18 1,08 0,99 D/2h 2,0 1,8 1,6 1,4 1,2 1,0 K1 0,90 0,81 0,73 0,65 0,57 0,50 Tabla-UG-37

ASME

157 CR.2.- ESQUEMA PARA LAS ABERTURAS SIN Y CON REFUERZO EN ENVOLVENTES Y CABEZAS UG-37

Fig UG-37.1 Fig- CR-2

ASME

158

CR.3.-REFUERZO REQUERIDO PARA LAS ABERTURAS EN ENVOLVENTES Y CABEZAS UG-37 ( a)-Nomenclatura A = Area de la sección transversal requerida de refuerzo en el plano bajo consideración en mm2 (incluido la consideración que la conexión atraviesa la envolvente si Sn /SV <1,0. A1 = Area que colabora en el refuerzo debido exceso del espesor de la pared del recipiente en mm2(incluido la consideración que la conexión atraviesa la envolvente si Sn /SV <1,0 . A2 = Area que colabora en el refuerzo debido exceso del espesor de la pared de la conexión en mm2. A2 = Area que colabora en el refuerzo cuando la conexión recipiente en mm2.

se extiende en el interior del

A41 , A42 y A43 = Areas de las secciones transversales de las soldaduras que colaboran al refuerzo en mm2. A5 = Area de la sección transversal del material añadido como refuerzo en mm2. D = Diámetro interior del recipiente antes de añadir el espesor por corrosión en mm. Dp = Diámetro del refuerzo en mm. d = Diámetro interior de la conexión mas dos veces la corrosión en mm. E = Eficiencia de la soldadura para calculo de tr y tr n. E1 = 1 cuando la abertura es sobre chapa o bien cuando la junta a tope es de Categoría B. E1 = factor de eficiencia de junta (Tablas UW-12) cuando la abertura pasa por de cualquier junta soldada. E1= Cuando la abertura esta en un recipiente que no se examina radiograficamente vale 0,85 para juntas Tipo-1 y vale 0,8 para juntas Tipo -2. F = Factor de corrección de compensación de

variaciones del esfuerzo de

presión según el

plano de la abertura respecto al eje del recipiente generalmente vale 1 excepto que Fig-8.2 sea usada para aberturas reforzadas integralmente en cilindros y conos. h = Distancia en la conexión entre el interior y exterior de la pared del recipiente y que no excederá del menor de los valores de 2,5t o 2,5tn en caso de conexión sin refuerzo y del menor valor de 2,5t o 2,5tn + te en mm. K1 = factor radio esfera Tabla UG-37. P =Presión de diseño en psi (Lb/pulg2) o bien la máxima presión admisible de trabajo. R = Radio interior del recipiente en inch (pulgadas) antes de añadir la corrosión. R

n

= Radio interior de la conexión en inch (pulgadas) antes de añadir la corrosión.

S = Tensión admisible del material dado en tablas en psi (Lb/pulg2) excepto para recipientes diseñados según UW-12( c) y Tabla UW-12 que debe de ser multiplicado su valor por 0,8. S

v

= Tensión admisible del material del recipiente dado en tablas en psi (Lb/pulg2) excepto

para recipientes diseñados según UW-12( c) y Tabla UW-12 que debe de ser multiplicado su valor por 0,8.

ASME

159 CR.3.-REFUERZO REQUERIDO PARA LAS ABERTURAS EN ENVOLVENTES Y CABEZAS UG-37 ( a)-Nomenclatura S

= Tensión admisible del material de la conexión dado en tablas en psi (Lb/pulg2) excepto

n

para recipientes diseñados según UW-12( c) y Tabla UW-12 que debe de ser multiplicado su valor por 0,8. S

= Tensión admisible del material del refuerzo dado en tablas en psi (Lb/pulg2) excepto para

p

recipientes diseñados según UW-12( c) y Tabla UW-12 que debe de ser multiplicado su valor por 0,8. W= Carga total cargada sobre la soldadura de la unión (UG-41). f r = Factor de reducción de esfuerzo no mayor que 1,00, ver UG-41 ( a). f

r 1

= Sn / Sv para

tubo pasando toda la pared del recipiente ; f

r 1

=1,00 para pared de tubo

colindante con pared del recipiente. f

r2

=

f

r3

= ( Menor de

f

r4

= Sp / Sv

S

n

/ Sv Sn o Sp ) / Sv

t =espesor nominal del recipiente en mm descontando el espesor de corrosión. t

=espesor requerido de la pared o cabeza soldada sin soldadura al recipiente

r

en imm

descontando el espesor de corrosión. Cuando la abertura y su refuerzo están por completo en una cabeza elíptica 2:1 y están dentro de un circulo cuyo centro coincide con el centro de la cabeza y cuyo diámetro es 0,8 veces el diámetro el de la cabeza, tr es el espesor requerido para la esfera sin costura de radio igual a 0,9 veces el diámetro de la cabeza . Cuando la abertura y su refuerzo están por completo en una cabeza bridada y abombada, tr es el espesor requerido utilizando en las formulas el factor M=1. t

=espesor nominal de la

n

pared de la conexión según

en inch (pulgadas) descontando el

espesor de corrosión. t

r n

=espesor requerido de la pared sin soldadura de la conexión según en mm sin corrosión.

t

1

= Dimensiones de la soldadura Fig UW-16.1 .

t

2

= Dimensiones de la soldadura Fig UW-16.1 .

t

c

= Dimensiones de la soldadura Fig UW-16.1.

t

min

t

w


t

e

= Espesor de la altura del refuerzo en mm


ASME

160

CR.3.-REFUERZO REQUERIDO PARA LAS ABERTURAS EN ENVOLVENTES Y CABEZAS UG-37 (b)- (General) Las reglas de este parrafo eson aplicables a todas las aberturas como. (1)- Pequeñas aberturas cubiertas por UG-36 (c )(3). (2)-Aberturas en cabezas planas (UG-39). (3)- Diseño de aberturas en reducción de secciones UG-36(e ). (4)-Grandes aberturas en cabezas UG-36 ( b)(2). Los refuerzos serán suministrados en la cantidad y distribución tal que el área requerida para refuerzo se satisfaga para todo plano que pase a traves del centro de la abertura y que sea normal a la superficie del recipiente. Para aberturas circulares , en envolventes cilíndricas , el plano que contiene el eje del recipiente es el plano de mayor carga debida a la presión. No menos de la mitad del refuerzo requerido estara en cada lado del centro en una simple abertura. c)-Diseño para Presión Interna El área total de refuerzo requerida –A- en cualquier plano a traves de la abertura en una envolvente o cabeza bajo Presión Interna no será menor que: A = d tr F + 2 tn tr F( 1-fr 1). El área total de la sección transversal requerida a reforzar A en cualquier plano a través de la abertura de la pared o cabeza no será menor que: A = d t rF con: d = Diámetro de la abertura circular en la pared o cabeza en condiciones corroídas dado en mm. t r = Espesor requerido en la pared o cabeza en mm. F = Factor de corrección para compensar las variaciones de presión en los diferentes planos con respecto al eje longitudinal. Vale F= 1,0 excepto para los casos de la Fig-CR.3. Area requerida en el agujero del en el casco o cabeza para resistir la presión interna- A A= d t

r

F+ 2 t

n

t

r

( 1- fr1 )

Area disponible en la pared recipiente que colabora – A1 El mayor de los valores de Sin refuerzo A1 = d (E1 t -F tr ) o 2tn (E1 t -F tr)( 1- fr1 ) Con refuerzo A1 = 2 ( t+ tn ) (E1 r - F tr ) o 2tn (E1 r - F tr)( 1- fr1

ASME

161 CR.3.-REFUERZO REQUERIDO PARA LAS ABERTURAS EN ENVOLVENTES Y CABEZAS UG-37 Area disponible en la proyección exterior de la conexión que colabora –A2 El menor de los valores de Sin Refuerzo A2 = 5 ( t

n

-t

r n)

fr 2 t

r n)

fr 2 t

o A2 = 5 ( t

n

-t

r n)

fr 2 t

n

Con refuerzo A2 = 5 ( t

n

-t

o

A2 = 2 ( t

n

-t

r n)

( 2,5tn+te) fr 2

Area disponible debida a la prolongación de la conexión en el interior recipiente (si la hay)- A3 Casos con o sin refuerzo A3 =2 ( t

n

–c) f r 2 h

Area disponible en la soldaduras- A4 Area de la soldadura exterior del tubo a la pared del equipo (si no hay refuerzo) o al refuerzo ( si lo hay) -A41 Sin refuerzo A41 =2 t c2f r1 Con refuerzo A41 = 2t c2f r2 Area de la soldadura exterior del tubo al refuerzo ( si lo hay)-A42 Con refuerzo A41 = 2t c2f

r3

Area de la soldadura equipo-A43

interior de la prolongación del tubo (si la hay)

a la pared

Sin o con refuerzo A 43 = 2 t c2f r1

Area de la sección de la Chapa de refuerzo-A5 A 5= ( DP –d – 2tn ) te fr4 Si A1 + A2 + A3 + A4 necesita refuerzo

1

+A

4 3

> A La abertura no requiere ser reforzada si es menor

Si A1 + A2 + A3 + A4 1 +A 4 2+A43+A5 > A El refuerzo es correcto

ASME

162 CR.3.-REFUERZO REQUERIDO PARA LAS ABERTURAS EN ENVOLVENTES Y CABEZAS UG-37 Los limites del refuerzo son: 1).-Paralelamente al eje del recipiente= DP 0,5 DP = El mayor de los valoresde – d- o - (Rn +tn +t) - a cado lado de la abertura 2).- Paralelamente a la pared de la conexión=h h=

El menor de los valores -2,5 t -o -2,5 tn - si no hay refuerzo .

h= Si hay refuerzo el menor de los valores de - 2,5 t- o -2,5 tn+te -

( d)-Diseño para Presión Externa (1)- El refuerzo requeridopara una abertura en una pared simple en un recipiente sujeto a presión externa no será menos del 50% del area requerida en el punto anterior ( c) bajo presión interna, en cuya formula tr es el espesor requerido por las reglas de presión externa y siendo el valor de F=1,en el cálculo todo refurzo bajo presión externa. (2)- El refuerzo requerido en aberturas de la envolvemte de un recipiente con múltiple pared, debera cumplir con (1), cuando el el recipiente está sometido a presión externa, y con (c ) cuando esta sometido a presión interna. ( e)-Diseño para Presión alternativa Interna y Externa El refuerzo de recipientes sujetos alternativamente a presión interna y externa deberá cumplir con los requerimientos de ( c) para presión interna y con ( d) para presión externa

ASME

163

CR.4.-ABERTURA SIN Y CON REFUERZO. FORMULAS UG-37

Fig UG-37 Fig-CR.3 Grafica para determinar el Factor F

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164 CR.5.-ABERTURAS EN CONDUCTOS Y EN CABEZAS EMBUTIDAS UG-38 (a)- Aberturas en envolventes de conductos y en cabezas embutidas hechas por embutición interior o exterior de la chapa de la cabeza deben de contener los rquerimientos para refuerzos dados en UG-37. El espesor de la brida deL conducto, debera también tener los requerimientos de UG-27 y/o UG-28, que sean aplicables.cuando L es usado en UG-28 es la mínima profundidad de la brida dada en la Fig UG-38

El mínimo espesor de la brida de conducto en un recipiente sujeto a presión interna y externa debe de ser el mayor de los dos espesores que se exponen en los puntos indicados. ( b) – La mínima profundidad de la brida en una abertura de un conducto excediendo 6 in ( 150 mm)y con cualquier diámetro interior, cuand no esta atirantada por una unión de una tubería o conducto, será igual a 3t, o ( t r +3 in) en (S.I t r +75 mm) , cualquiera que sea menor donde t r es el espesor de la cabeza. La profundidad de la brida será determinada por la situación en el borde recto de la sección en el lado opuesto de la abertura a lo largo del eje mayor y medida desde el borde recto al borde opuesto en la brida ( ver Fig UG38). ( c )- Esta no es la mínima profundidad requerida para la brida en aberturas en conducto exterior ( d )-La mínima anchura de una superficie apoyada en una junta o en una abertura de autocierre estará de acuerdo con UG-46(j).

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CR.6- REFUERZO REQUERIDO PARA ABERTURAS EN CABEZAS PLANAS UG-39 (a)-General Esta regla aplica a todas las aberturas excepto las pequeñas, cuando no exceden las dimensiones y los limites en UG-36n ( c ) (3) y no exceden de ¼ del diámetro de la cabeza oen la dimensión corta . UG-39(b). Simples o multiples aberturas en cabezas planas que tengan un diámetro que no exceda a la mitad( ½) del diámetro de la cabeza o a la dimensión corta, deben de ser reforzadas por: UG-39(b) (1)-Para cabezas planas que tengan un abertura simple cuyo diámetro no exceda a la mitad ( ½) del diámetro de la cabeza o de la dimensión corta, están definidas en UG-34 y deben de tener un área reforzada en la sección transversal, para todos los planos que pasan a traves del centro de la abertura no menor que el dado por la formula: A= 0,5d t + t tn (1-f r1) d= Diámetro de la abertura circular en mm, UG-37 t= Mínimo espesor requerido de la cabeza plana o cubierta en mm. t

n

= Espesor en mm de la pared de la conexión en UG-37.

fr1 = S

n

/S

v.

f r 1 = 1,0 para paredes de la conexión empalmadas al recipiente y para conexiones mostradas en la Fig UG-40 esquemas (j),(k), (n) y ( o ). S

n

= Tensión admisible en el material de la conexión.

S

V

= Tensión admisible en el material del recipiente.

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166 CR.6- REFUERZO REQUERIDO PARA ABERTURAS EN CABEZAS PLANAS UG-39

p= p= Distancia de centro a centro entre dos berturas U1, U2, ... = Ancho del ligamiento ( d1 + d2 ) /2 = Diámetro medio del par de aberturas

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CR.6- REFUERZO REQUERIDO PARA ABERTURAS EN CABEZAS PLANAS UG-39 (b ) (2)- Multioples aberturas en la que ninguna tenga su diámetro que exceda a la mitad ( 1/2) del diámetro de la cabeza y que ningun par tenga un diámetro medio mayor que un –cuarto (1 /4 ) del diámetro de la cabeza pueden ser reforzadas individualmente como es requerido en el punto (1), cuando el espacio entre cualquier par de aberturas adyacentes es igual o mayor que dos veces el diámetro medio de el par. Cuando el espacio entre dos adyacentes aberturas es menor que dos veces pero igual o mayor que 1 ¼ del diámetro medio del par, el requerido refuerzo para cada abertura en el par es determinado por (1),entonces sera sumado conjuntamente y será distribuido al 50% a cada uno de la suma de entre las dos aberturas. Para distancias menores que 1 ¼ del diametro medio de las aberturas adyacentes debe de ser tratado por U-2(g) UG-39 ( b ) (3)- En ningun caso que la anchura de ligamiento entre dos adyacentes aberturas sea menor que un-cuarto (1/4) del diámetro de la menor de las dos aberturas en el par La anchura del ligamiento entre los bordes de cualquier de una de las aberturas y el borde de la cabeza plana que es ( U3 o U5 en fig Ug-39 ) no debe de ser menor que un-cuarto ( ¼) de una cualquiera de las aberturas UG-39(c) -Las cabezas que tengan una abertura con un diámetro que exceda a la mitad del diámetro de la cabeza en la dimensión corta serán diseñadas por lo siguiente: UG-39 ( c ) ( 1) Cuando es una abertura circular simple, centrada la abertura en el centro de la cabeza plana y cuando la junta cabeza-envolvente es integral formando una unión integral por total penetración en la soldadura, similar a las imágenes (a), (b1), (b2), (d) y (g) de la Fig-UG34 la cabeza será diseñada de acuerdo con el Apéndice-14 y con los factores dados en el Apéndice-2. El espesor de la cabeza no debe de ser calculado por la regla UG-34. El espesor que satisfaga todos los requerimientos del Apéndice –14 es apropiado con los requerimientos de este Código. UG-39 ( c ) (2) Las aberturas pueden ser localizadas en la corona en el espacio de la alrededor de la abertura central.ver fig UG-39. Cada abertura puede ser reforzada por una area de refuerzo de acuerdo con la formula anterior en (b)(1)usando el requerido espesor de la cabeza y los espesores que satisfacen las reglas del Apéndice-14. Multiples aberturas en una corona serann espaciadas convenientemente teniendo en cuenta las rglas dadas en (b)(2) y (b) (3) dadas anteriormente., alternativamente,el espesor de la cabeza apropiado a las reglas del apéndice –14 puede ser incrementado multiplicándolo por la raiz cuadada de ( 2 = 1,4142) si solamente una simple abertura esta en la corona o si el espacio –p- entre dos aberturas es dos veces o más que el diámetro medio. Para espacios menores que dos veces el diámetro medio el espesor que satisface al apéndice14 debe de ser dividido por la raiz cuadrada del factor de eficiencia –e-, donde –e- esta definido en el parrafo posterior UG-39(e ). Las aberturas en la corona no serán mayores en diámetro que un-cuarto ( 1 /4) de la diferencia del diámetro de la cabeza menos el diámetro de la abertura central.

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168 CR.6- REFUERZO REQUERIDO PARA ABERTURAS EN CABEZAS PLANAS UG-39 La mínima anchura de ligamento -U- no sera menor que un-cuarto (1/4) del diámetro de la menor de las dos aberturas en el par. La mínima anchura del ligamiento de un-cuarto (1/4) del diámetro de la corona aplica a las aberturas con ligamientos designados por U2, U4, U3 y U5 en Fig-UG-39 UG-39(c) (3)- Cuando un abertura grande es de cualquier otro tipo que el descrito en UG-39 ( c ) (1) anteriormente, no tendra rglas especificadas. Consecuentemente el requerimuiento serán encontrados en U-2(g). UG-39 (d)- Como altenatiba a UG-39(b)(1) el espesor de la cabeza plana o cubierta con una simple abertura con un diámetro que no excede en la mitad (1/2) al diámetro de la cabeza puede incrementarse para prover el necesario refuerzo como sigue: UG-329(d)(1)-En las formulas (1) o (3) de UG-34( c) use 2C o 0,75 en vez de C, el que sea menor, excepto eque para los esquemas (b-1),(b-2),8 e ) , (f), (g) e (i) de la Fig UG-34 , use 2C= 0,5 o el que sea menor. UG-39(d)(2)- En las formulas (2) y (5) de UG-34( c ) doblar la cantidad dentro de la raiz cuadrada. UG-39(e)- Ninguna de las multiples aberturas que tengan un diámetro que exceda a la mitad (1/2) del diámetro de la cabeza y ningun par tiene un diámetro medio mayor que un-cuarto (1/4) del diámetro de la cabeza pueden reforzarse por.

UG-39(e)(1)-Cuando el espacio entre un par de aberturas adyacentes es igual o mayor que dos veces el diámetro medio del par, y esto es asi para todos los pares de aberturas, el espesor de la cabeza puede determinarse por la regla dada en UG-39(d). UG-39(e)(2)-Cuando el espacio entre dos aberturas adyacentes en un par es menor que dos veces, pero igual o mayor que uno-un-cuarto (1 1/4) del diámetro medio del par, el requerido espesor de la cabaza dado en UG-39(d) será multiplicado por el factor-h- donde: h=

0,5/ e

e = [ (p- d

medio

) / p]

e = Factor de eficiencia de ligamento de aberturasadyacentes en un par. p = distancia de centro a centro entre dos aberturas adyacentes. d

medio

= Diámetro medio de las dos mismas aberturas.

UG-39(e)(3)- Para espacios menores que (1 1/4) del diámetro medio de dos adyacentes aberturas sera tratado por las reglas de U-2(g). UG-39(e)(4)- En ningun caso será la anchura de ligamiento entre dos aberturas adyacentes, menor que (1/4) del diámetro de la menor de las dos aberturas del par. UG-39(e)(5)- La anchuara de ligamiento entre los bordes de cualquier abertura y el borde de la cabeza plana( com U3, o U5 en la Fig UG-39) no será menor que (1/4) del diámetro de aquella abertura.

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169 CR.7.- LIMITES DEL REFUERZO EN CONEXIONES DE ENVOLVENTES Y CABEZAS UG-40 (a).- Los limites del área de la sección transversal en cualquier plano normal a la pared del recipiente y que pase a través del centro en el interior de la abertura en el metal, deberá establecer cual es el valor del refuerzo, designando cuales son los limites del refuerzo Ver Fig – 8.3 [ Fig UG-37.1]. (b).- Los limites del refuerzo, medidos paralelos a la pared del recipiente, deben de tener una distancia a cada lado del eje de la abertura, igual al mayor de lo siguiente: (b)(1).- El diámetro de la abertura acabada en condiciones corroídas. (b)(2).- El radio de la abertura terminada en condiciones corroídas, más el espesor de la pared del recipiente, más el espesor de la pared de la conexión. (c).-Los limites del refuerzo, medidos normalmente a la pared del recipiente, serán conforme al contorno de la superficie a una distancia de cada superficie igual al menor de lo siguiente: (c)(1).-2 ½ veces el espesor nominal de la pared de la envolvente menos la corrosión. (c)(2).- 2 ½ veces el espesor nominal de la pared de la conexión menos la corrosión, más el espesor t e definido en la Fig-8.3 [Fig UG-37.1] y en Nomenclatura de refuerzos. (d).- El metal, dentro de los límites del refuerzo, que puede considerarse que colabora en el refuerzo[ver Fig UG-37.1] es: (d)(1).- Metal en la pared del recipiente, sobrante del espesor requerido para soportar la presión .Esta área es A1. (d)(2).- Metal en la pared de la conexión, sobrante del espesor requerido para soportar la presión. Esta área es A2. Metal en la pared de la conexión, extendido interiormente a la pared del recipiente. Esta área es A3. .(d)(3).- El metal que suministran las costuras de soldadura en la unión. Esta área es A4 . Y el metal que suministra la placa de refuerzo dado por el área A5

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170 CR.7.- LIMITES DEL REFUERZO EN CONEXIONES DE ENVOLVENTES Y CABEZAS UG-40

DIFERENTES CONFIGURACIONES DESCRIBIENDO LA DIMENSION DEL REFUERZO t DIMENSION DE LA ABERTURA d

e

Y LA

Nota: Figura (a-3) Ver en la Fig-UW-16.la figura (v-2) para limitaciones Figura (a-4) Ver en la Fig-UW-16.la figura (w-2) para limitaciones

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CR 7.- LIMITES DEL REFUERZO EN CONEXIONES DE ENVOLVENTES Y CABEZAS UG-40

DIFERENTES CONFIGURACIONES DESCRIBIENDO LA DIMENSION DEL REFUERZO t DIMENSION DE LA ABERTURA d

e

Y LA

Nota: En las Figuras ( e ), (e-1) y (e-2) Si L < 2,5t x utilizar la figura (e-1) Si L ≥ 2,5t x utilizar la figura (e-2)

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CR.8.-RESISTENCIA DE LAS UNIONES SOLDADAS EN LAS CONEXIONES UG-41 (a) El material usado en el refuerzo deberá tener una resistencia admisible de valor igual o mayor que el del material de la pared del recipiente, excepto cuando el material no coopera en el refuerzo, este ultimo puede ser usado con material de inferior resistencia para suministrar el área reforzada, debiéndose incrementar esta en proporción inversa a la relación de las tensiones admisibles de los dos materiales para compensar así la inferior resistencia del material del refuerzo. No debe creerse que proporciona mayor resistencia adicional el tomar un refuerzo cualquiera que tenga una mayor tensión admisible superior a la del material de la pared de la envolvente. El metal depositado por la soldadura en el exterior de cada pared del recipiente o en cada forro de refuerzo será usado como refuerzo y será aceptado con una tensión admisible de valor equivalente al más débil de los materiales unidos por la soldadura. La unión por soldadura recipiente –a--conexión o forro de refuerzo -a-conexión, en el interior de la pared o en el interior del forro podrán aceptarse con un valor de tensión admisible igual al de la pared o a la del forro. En los elementos que unen las aberturas al recipiente pueden ocurrir o por el cuello de la tubuladura.

fallos por las soldaduras

(b) En cada lado del plano definido por la unión de la pared del recipiente y el refuerzo, la resistencia de la junta de unión de la pared del recipiente y refuerzo o en cualquiera de las dos partes de la unión la resistencia que tenga la junta será al menos igual al menor valor de: 1)-La resistencia a tracción de la sección transversal de cada elemento o refuerzo existentes W1-1, W2-2 y W3-3 (Ver Fig UG-41.1).

elementos de

2)-La resistencia a tracción del área definida en UG-37 menos la resistencia a tracción del área reforzada que suministra la pared del recipiente permitida por UG-40(d)(1)que es el área A1(Ver valor de W en Fig-UG-41.1)

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(a) Conexión tipica de la conexión con el cuello insertado a traves de la pared del recipienteFig-UG-41.1(a) . Cargas en las Soldaduras y resistencis en las soldaduras en las Areas a Considerar en la unión de la conexión W = Carga total en la soldadura (UG-41(b)(2)= [ A-A1+ 2 t

n

f r1( E1 t- F tr ) Sv

W1-1 = Carga en la soldadura resistida por la trayectoria 1-1(UG-41(b)(1) W1-1 = [A2 +A5 +A

41

+A42] Sv

W 2- 2 = Carga en la soldadura resistida por la trayectoria 2-2(UG-41(b)(1) W 2- 2 = [A2 +A3 +A

41

+A43+ 2 tn t fr 1] Sv

W 3- 3 = Carga en la soldadura resistida por la trayectoria 3-3(UG-41(b)(1) W 3- 3 = [A2 +A3 + A

5

+A

41

+A42+ A43+ 2 tn t fr 1] Sv

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174 CR.8.-RESISTENCIA DE LAS UNIONES SOLDADAS EN LAS CONEXIONES UG-41

(b) Conexión tipica de la conexión con el cuello unido a la pared del recipiente Fig-UG-41.1(a). Cargas en las Soldaduras y resistencis en las soldaduras en las Areas a Considerar en la unión de la conexión W = Carga total en la soldadura (UG-41(b)(2)= [ A-A1 ] Sv W1-1 = Ccarga en la soldadura resistida por la trayectoria 1-1(UG-41(b)(1) W1-1 = [A2 +A5 +A

41

+A42] Sv

W 2- 2 = Ccarga en la soldadura resistida por la trayectoria 2-2(UG-41(b)(1) W2-2 = [A2 +A

41]

Sv

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CR.9.-REFUERZO DE ABERTURAS MULTIPLES UG-42 (a).- Cuando dos aberturas están espaciadas a menos de dos veces el diámetro medio de ellas, de modo que los limites de sus refuerzos se solapan [Ver Fig UG-42 imagen (a)], las dos aberturas deberán ser reforzadas en el plano que conecta los centros de acuerdo con las reglas de UG-37 a UG-41 con un refuerzo combinado de tal forma que su área no sea menor que la suma de las áreas requeridas de refuerzo para cada abertura. Ninguna porción de la sección transversal debe de ser considerada que es aplicada a mas de una abertura, no debiendo de considerar que el área combinada se aplica de una sola vez.

Fig-UG-42 (a)(1).-El área común de solape debe de ser proporcionada por las dos aberturas con relación a sus diámetros. (a)(2).- Si el área de refuerzo entre las dos aberturas es menor que el 50% del área total requerida por las aberturas, deberá usarse el apartado 1-7. (a)(3).- Una serie de aberturas todas ellas alineadas con sus centros, serán tratadas como sucesivos pares de aberturas (b).- Cuando mas de dos aberturas están separadas [ver FigUG-42 (b)] deberán de ser provistas con un refuerzo combinado. La mínima distancia entre los centros de dos cualesquiera de las aberturas deberá ser de 1,5 veces el diámetro medio entre ellas, y el área de refuerzo entre dos cualesquiera de las aberturas será al menos el 50% del área total requerida por las dos aberturas. Si la distancia entre los centros de dos de estas aberturas es menor que 1,5 veces el diámetro medio de ellas, ninguno de los materiales entre ellas deberá tomarse como refuerzo. (c).- Cuando cualquier numero de aberturas adyacentes, en cualquier disposición, deberán ser reforzadas en general usando una abertura imaginaria que incluya en ella a cada una de las aberturas. Los limites del refuerzo de la abertura supuesta serán los dados en UG-40(b)(1) y UG-40( c)(1)

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CR.10-ESPESOR EN EL CUELLO DE LAS CONEXIONES UG-45 El mínimo espesor del cuello de una conexión en unrecipiente,será el mayoror de los espesores determinados por UG-45(a) y UG-45 (b) El esfuerzo cortante causado por las cargas que actuan sobre el recipiente ( UG-22)no debra exceder al esfuerzo cortante admisible dado en el apartado UG-45( c ). UG-45(a)-El mínimo espesor en la pared del cuello de una tubuladura o de otro tipo de conexión( incluyendo las abertur de acceso para inspección), no será menor que el mayor espesor calculado al aplicar las cargas que actúen, más el espesor admisible que corresponde a la corrosiçon y cuando sea aplicable al de roscado como exige UG-32 ( c )(2). “Cuando el final de un tubo es roscado el espesor de la pared se aumentra en 0,8 in ( 20/n mm,) donde n = Nº de roscas por pulgada (25,4mm”)Este se compara con el mínimo espesor suministrado por el material de la tubería standadrd siendo descontado a este el tanto por ciento de toleranciaa( 12,5%). Para tubos fabricados con chapa la tolerancia para la chapa se tomara el menor valor de 0,25 mm( 0,01 in) o el 6% del espesor UG-16(c ). UG-45( b) – El mínimo espesor del cuello de una boquilla (tubo) u otra conexión( excepto para aberturas de acceso e inspección solamente) es el menor de los espesores de la pared de la conexión determinados en los puntos (b)(1), (b)(2) o (b)(3) de este párrafo, y del espesor de la pared determinado en el punto (b)(4). UG-45(b)(1)-Para recipientes sometidos solo a presión interna, el espesor( más la corrosión admisible) requerido por presión (asumiendo E=1,0) para la envolvente o cabeza donde se conecta el cuello de la conexión, en su unión al recipiente, en ningun caso será menor que el mínimo espesor especificado en UG-16(b) (1,5 mm) UG-45(b)(2)- Para recipientes sometidos a presión externa. El espesor(más la corrosión admisible) obtenido bajo esta presión externa, es equivalente al obtenido con presión interna ( asumiendo que E = 1,0) en la formula para la envolvente o cabeza en el lugar, cuando el cullo de la tubuladura u otra conexión se une al recipiente, pero en ningun caso seraá menor que el espesor especificado en UG-16(b) ( 1,5 mm). UG-45(b)(3 )-Para recipientes diseñados para ambas presiones,interna y externa, el mayor de los espesores determinadoe en los puntos (b)(1) y (b)(2) es el que rige. UG-45(b)(4)-El mínimo espesor requerido en la pared de una tubería Standard es el dado según el schedule en tabla 2 de ANSI/ASME B36,10M, menos el 12,5%. Hay que añadir el espsor por la corrosión admisible en la conexión .Para tubos de dimensión mayor que la dimensión mayor de la tubería incluida en ANSI/ASME B36.10M, el espesor de la pared de la conexión es el de la mayor tubería listada, más el espesor por corrosión. UG-45(c)-El valor de la Tensión Cortante admisible en el cuello de la conexión(tubo) será del 70% de Tensión admisible a tracción.

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CR-11 EJEMPLO DE UG-45 Recipiente Cilindrico Diámetro interior Di = 1800mm Espesor de la pared t=50mm Conexión Tubo Diámetro exterior d = 400mm Espesor de la pared t

n

=19mm

Datos de Operación Presión Interna P = 3,5 Mpa= 35 Kp/cm2 Temperatura T = 400ºF = 205ºC Corrosión c=1 /4” = 6 mm Eficiencia de soldadura para recipiente y conexión E =1,0 Material Recipiente y ccnexión Tensión Admisible S =13700 Psi =963 Kp/cm2 Esfuerzos externos sobre la conexión Fuerza de Cortadura V = 11.350 kp Momento de torsión M = 288.000 cm-kp

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CR-11 EJEMPLO DE UG-45

1)-Mínimo espesor en la pared del aconexión ( UG-45) Espesor requerido en el cuello de la conexión El mínimo espesor requerido en la pared de la conexión será el mayor de los espesores determinados por UG-45(a) o UG-45(b). La tensión cortante no excederá a la tensión admisible a cortadura dada en UG-45(c) UG-45(a) El mínimo espeso en la pared del cuello de una boquilla (nozzle) u otra conexión en un recipiente no será menor que los espesor calculados bajo la acción de las carga dadas por UG22, entre otras las de peso , momento de viento y sismo, presión interior e exterior etc, más el espesor por corrosión y roscado [UG-31(2) “aumento en el espesor de la pared en la conexión de valor 20/n donde n = nº filetes por cada 25 mm)]. Las de presión interior UG-27 y presión exterior UG-28 dan respectivamente. Espesor requerido por presión interior. Px R i 35 x 200 = = 7,43 mm t nr = S x E - 0,6 x P 963 x 1,0 - 0,6 x 35 Espesor requerido por presión interior . t

n n=

7,43 mm +6 mm (corrosión) = 13,43 mm.

Este espesor se compara con el mínimo espesor suministrado por el material de la tubería con su tolerancia Para tubos fabricados de chapa la tolerancia para la chapa se toma el menor valor de 0,25mm= 0,01 in o el 6% del espesor por UG-16 ( c ) . Espesor nomina –0,25= 19 –0,25 =18,75 mm. Como 18,75 mm es mayor que 7,43 mm se cumple la regla con el espesor mínimo necesario . UG-45(b) El mínimo espesor del cuello de la conexión no será menor que el menor de los espesores de la pared de la conexión determinados aplicando las reglas (b)(1) ; (b)(2) o (b)(3) y compararlo con el espesor de la pared determinado por la regla (b)(4). UG-45(b)(1) Para recipientes sometidos solo a presión interna el espesor requerido por presión interna ( asumiendo E =1) para la envolvente o cabeza a la que se conecta la conexión, pero nunca menor que el especificado en UG-16(b) de 1/16 in = 0,0625 in = 1,6 mm.

Px R i 35 x 900 = = 33,44 mm S x E - 0,6 x P 963 x 1,0 - 0,6 x 35

t

r

=

t

r

= 33,44+ c = 33,44+6 = 39,44 mm

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CR-11 EJEMPLO DE UG-45 UG-45(b)(2) Para recipientes sometidos solo a presión externa el espesor equivalente obtenido usando la presión externa de diseño como una equivalente presión interna ( asumiendo E =1) para la envolvente o cabeza a las que se conecta la conexión, pero nunca menor que el especificado en UG-16(b) 0 1/16 in = 0,0625 imn = 1,5 mm. NO APLICA UG-45(b)(3) Para recipientes sometidos a presión interna y a presión externa, es el mayor de los espesores de terminados en (b)(1) y (b)(2). NO APLICA UG-45(b)(4) El mínimo espesor de la pared de la tubería standard (para todos los materiales la tolerancia del espesor de las paredes listada en la Tabla 2 de ASME B36.10M es el espesor nominal menos el 12,5%). Al igual que en los puntos anteriores habría que añadir el espesor por corrosión. El espesor nominal para un tubo de 16” Sch Std es t = 0,375 in = 9,52 mm. El mínimo espesor de la pared es: tr n = 0,375( 1- 0,125) + corrosión = 0,328 +0,250= 0,578 in = 14,68 mm.

UG-45 (b) El mínimo espesor requerido en los apartados (b) es el t r n = 0,578 in = 14,68 mm.

menor de (b)(3) y (b)(4) que vale

UG-45 El mínimo espesor requerido en la pared de la conexión es el mayor de UG-45(a) t= 13,43mm y el de UG-45(b) que vale t =14,68 mm EL MINIMO ESPESOR REQUERIDO POR UG-45 EN LA PARED DE LA CONEXIÓN ES t

rn

= 14,68 mm = 0,578 in

ESTE ESPESOR REQUERIDO ES MENOR QUE EL NOMINAL t r n = 14,68 mm = 0,578 in < t CUMPLE CON UG-45

n

= 19 mm = 0,75 in

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180 CR-11 EJEMPLO DE UG-45 2-Tension de Cortadura UG-45(c) La máxima tensión cortante de membrana debida a la superposición de las cargas de cortadura y del momento en el cuello de la conexión será del 70% dela tensión admisible a tracción para el material de la conexión. Tensión Admisible a T.D

.S

Ad

=13.700 psi = 963 Kp/cm2

Tensión admisible a cortadura SAdC = 0,7 x 13.700 = 9590 psi = 674,1 kp/cm La máxima tensión de membrana debida a la carga de cortadura ocurre en el eje neutro de la sección. Esfuerzo Cortante debido a la carga de cortadura: Fuerza de cortadura V= 11.350 SC =

Fuerza Cortante 11.350 = = 137,55 kp/cm2 π x r x tn 3,14 x 20,6 x 1,275

r = Radio interior corroído de la conexión corroida = 0,5x( 400+ 2x 6) = 206 mm =20,6 cm tn = Mínimo espesor de la pared de la conexión( corroida) incluyendo la tolerancia de la del tubo. t

n

= 19 –c- tolerancia = 19-6 –0,25 = 12,75 mm = 1,275 cm

Esfuerzo Cortante debido al Momento La máxima tensión de membrana debida al momento se distribuye alrededor de la circunferencia de la sección circular. El máximo valor esta tensión Cortante es: SM =

Momento 2

2πxr x t

=

288.000 2

2 x 3,14 x 20,6 x 1,275

= 84,72 kp/cm2

La combinación total de cortadura vale S

CT

= 137,55 + 84,72 = 222,27 < SAdC = 674,1 kp/cm2

ES VALIDA

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181 CR.12.-EJEMPLO-1 UG-37 ( c) y UG-37 ( d ) CONEXIÓN CON PRESION INTERNA Y EXTERNA DE BOCA DE HOMBRE DE 20” EN ENVOLVENTE 1.-UG-37 ( c )-ESTUDIO PARA PRESIÓN INTERNA P=1,2 Kp/cm2 Envolvente: Cilindro Material: SA-516 Gr60:

S

vesel adm=15000

psi =1055 kp/cm2

Din =800 mm R= Radio Interior Envolvente = 1400 mm t= Espesor Nominal menos Corrosión=10-1,5=8,5 mm Espesor requerido en la envolvente tr = ( PxR )/( SxE-0,6P)= (1,2x1400)/(1055x0,85-0,6x1,2)=1,87 mm Conexión Boca de Hombre de 20” =508 mm Material: SA-106 Gr B:

Sn

adm=15000

psi = 1055 kp/cm2

di n= Diámetro Interior de la Conexión=508-20=488 mm r n= Radio Interior de la Conexión =244 mm d= Diámetro Interior Tubuladura mas Corrosión= 488 + 2 x 1,5 = 491 mm tn= Espesor Nominal de la Tubuladura sin Corrosión =10 -1,5 mm =8,5 mm Espesor requerido en la conexión tr = ( PxR )/( SxE-0,6P)= (1,2x244)/(1055x0,85-0,6x1,2)=0,33 mm Calculo del Refuerzo Presión Interna de Diseño P=1,2 Kg/cm2 E1= E= Factor de Soldadura =0,85 t= Espesor Nominal Envolvente sin Corrosión =10 - 1.5 mm = 8,5 mm tn= Espesor Nominal de Conexión sin Corrosión =10 -1,5=8,5 mm tr= Espesor Requerido por Envolvente = 1,87 mm trn= Espesor Requerido por la Conexión = 0,33 mm c= Corrosión =1,5 mm F=1 fr== fr1= fr2= fr3= 1(En este caso en que Sv / Sn=1)

ASME

182

CR.13.-EJEMPLO-1 CONEXIÓN CON PRESION INTERNA Y EXTERNA DE BOCA DE HOMBRE DE 20” EN ENVOLVENTE 1.-ESTUDIO PARA PRESIÓN INTERNA P=1,2 Kg/cm2 (tE1-Ftr)=8,5x1-1,87=6,63 mm t+t n=8,5+8,5 =17 mm ( tn – tr n)=8,5 - 0,33 = 8,17 mm t

min

= El menor de t, o 3 /4”= = 8,5 mm

t= 8,5 mm ;

3/4”=19 mm

tc= El menor de , 0,7tmin o ¼”=0,233 in = 5,95 mm 0,7tmin =0,7x8,5=5,95 mm ; ¼”=6 mm te= Espesor del Refuerzo-corrosión =10-1,5=8,5 mm = 8,5 mm

A= Area Necesaria de Refuerzo d.t.rF +2.tr.tn.(1- fr1)= d.tr =491 x 1,87= 918,17 mm2 A1= Area que colabora por exceso de pared de la envolvente Mayor de: d.(E.t-F.tr) o 2.( t+ tn).(E. t-F tr) caso sin refuerzo A1=491.(8,5x1-1,87)=3255,33 mm2 o A1= 2x(8,5+8,5)(8,5x1-1,87)=182,07 mm2 A1 =3255,33 mm2 A2= Area que colabora de la conexión El menor de 5( tn – tr n).fr1.t o 5( tn – tr n).fr1.tn(Caso sin refuerzo) A2= El menor de 5( tn – tr n).fr1.t o 2( tn – tr n)..(2,5tn+te)fr1 (Caso que se ponga refuerzo) A2=5(8,5-0,33)8,5=347,22 mm

2

o A2=5(8,5-0,33).8,5=347,22 mm2 (Caso sin Refuerzo)

A 2= 347,22 mm2 A3= Area de la prolongación interior de la tubuladura = 2.( tn – c).fr1.h = 0 A41= Area que colabora de la soldadura = (0,7tmin)2.fr2=5,952== 35,4 mm2

A1+ A2+ A41=3255,33+347,22+35,4=3637,95 mm2 > A = 918,17 mm2 NO HACE FALTA REFUERZO PARA PRESION INTERNA

ASME

183

CR.13.-EJEMPLO-1 CONEXIÓN CON PRESION INTERNA Y EXTERNA DE BOCA DE HOMBRE DE 20” EN ENVOLVENTE 2.- UG-37 ( d)ESTUDIO PARA PRESIÓN EXTERNA) P=15 psi=1,054 Kg/cm2

Espesor Requerido en la Envolvente con Presión Externa tr=5,5mm E= Factor de Soldadura =0,85 t= Espesor Nominal Envolvente sin Corrosión =8,5 mm tn= Espesor Nominal de Conexión sin Corrosión =8,5 mm tr= Espesor Requerido por Envolvente =5,5 mm trn= Espesor Requerido por la Conexión =1 mm d= Diámetro Interior Tubuladura mas Corrosión = 488+2x1,5=491 mm F=1 fr== fr1= fr2= fr3= 1(En este caso en que Sv / Sn=1) (tE1-Ftr)=8,5x1-5,5 = 3 mm t+t n=8,5+8,5=17 mm ( tn – tr n)= 8,5-1,0 =7,5 mm tmin= El menor de t, o ¾”=8,5 mm t= 8,5 mm o ¾” =19mm tc= El menor de , 0,7tmin o ¼”= 5,95 mm 0,7tmin =0,7x 8,5= 5,95mm o ¼” =6 mm te= Espesor del Refuerzo-corrosión =10 -1,5 =8,5mm c= Corrosión =1,5 mm Dp=Diámetro exterior del refuerzo es el Mayor de Dp = 2d =2x491= 982 mm o Dp= 2 (rn + tn + t )=2(254+10+10)=548 mm

ASME

184 CR.13.-EJEMPLO-1 CONEXIÓN CON PRESION INTERNA Y EXTERNA DE BOCA DE HOMBRE DE 20” EN ENVOLVENTE 2.-UG-37 ( d )-ESTUDIO PARA PRESIÓN EXTERNA) P=15 psi=1,054 Kg/cm2 d= Diámetro Interior Tubuladura mas Corrosión = 488+2x1,5=491 mm Area necesaria de Refuerzo : A= 1/2(dx trx F ) = 0,5x 495 x 5,5x1=1350,25 mm2 A1= Area que colabora por exceso de pared de la envolvente Mayor de: d.(E.t-F.tr) o 2.( t+ tn).(E. t-F tr) A1=491(8,5x1-5,5)=1473 mm

2

o A1=2x(8,5+8,5)(8,5x1-5,5)=102 mm

2

A1=1473mm2

A2= Area que colabora de la conexión = El menor de 5( tn – tr n).fr1.t o 5( tn – tr n).fr1.tn(Caso sin refuerzo) A2= El menor de 5( tn – tr n).fr1.t o 2( tn – tr n)..(2,5tn+te)fr1 (Caso que se ponga refuerzo) A2=5(8,5-1)8,5=318 ,75 mm

2

o A2=5(8,5-1)8,5=318,75 mm2 (Caso csin Refuerzo)

A2= 318,75 mm2 A41= Area que colabora de la soldadura = (0,7tmin)2.fr2= 5,952= 35,4 mm2 A1+ A2+ A41 = 1473 +318,75 + 35,4 =1827,15 mm2 > A = 1350,25 mm2 Como A1+ A2+ A41 < A

NO HACE FALTA REFUERZO DE AREA

ASME

185

CR.14.- EJEMPLO –2 UG-36 ( b) (1) y Apendice1-7 (CONEXIOS DE TUBERIA DE 50” EN UN CILINDRO ) 1).- Datos Estudio para Presión Interna P=3 Kp/cm2 Por UG-36 (b)(1) Las aperturas en recipientes de diámetro interior superior a 60” =1500 mm seran de un tercio l diámetro del recipiente pero no deben de exceder de 40”=1000 mm. Para aberturas de diámetro mayor se aplica el las reglas de Apendica 1-7 Envolvente Material St-52 Diámetro Exterior De =3590 mm Diámetro Interior Di =3560 mm Radio Exterior R=1795 mm Radio Interior=1780 mm Espesor Nominal t

nominal=

15 mm

t =15-7=8 mm (espesor sin corrosión) Corrosión c=7 mm Conexión Material: St-52 S

adm

=1230Kp/cm2 Tensión admisible

en la tubuladura

Tubo de 50” Dext =1270 mm din =1240 mm r n= Radio Interior de la Tubuladura = 620 mm t =15 mm d =Diámetro Interior Tubuladura mas Corrosión = 1240+ 2 x7 =1254 mm tn= Espesor Nominal de la Tubuladura menos Corrosión =15-7=8 mm Envolvente tr = ( PxR )/( SxE-0,6P)= (3x1780)/(1230x0,85-0,6x3)= 5,12mm Conexión t r n = ( Pxr

n

)/( SxE-0,6P)= (3x620)/(17500x0,85-0,6x3)=0,072 in=1,78 mm

Refuerzo Material: SA-283 Gr C Sp =893 Kp/cm2 Tensión Admisible en el Refuerzo t

P

= Espesor del refuerzo =10 mm

ASME

186 CR.14.- EJEMPLO –2 UG-36(b ) (1) y Apendice 1-7( CONEXIOS DE TUBERIA DE 50” EN UN CILINDRO ) 2).-Calculo del Refuerzo t= Espesor Nominal Envolvente menos Corrosión =15-7 =8 mm tn= Espesor Nominal de Conexión menos Corrosión =15-7=8 mm tr= Espesor Requerido por la Envolvente =5,12 mm trn= Espesor Requerido por la Conexión =1,87 mm F=1; E1=1 Sv =Tensión admisible en recipiente ¿1230,Kg/cm2; S V= Sn=1230,66 KP/cm2 Tensión admisible en la tubuladura Sp=893 KP/cm2 Tensión Admisible en el Refuerzo f

r 2 ==

fr1= Sn / S v=1

fr3= (Menor de Sn o Sp/Sv= 893/1230=0,73 ; fr4 =Sp/Sv= 893/1230=0,73 (tE1 – F.tr)=8x1-5,12=2,88 mm t+t n=8+8= 16mm ( tn – tr n)=8-1,87=6,13 mm 2,5tn+te=2,5x0,315+0,394=1,181 in tmin= El menor de t, o ¾” t= 8 mm ;

tmin=8 mm

¾”=19 mm

tc= El menor de , 0,707tmin o ¼”

tC=5,6 mm

0,7tmin =0,7x8 =5,6 ; ¼”=6 mm tp= Espesor del Refuerzo

=10mm

h= Longitud de la prolongación de la Tubuladura =El Menor de 2,5t o 2,5tn 2,5t =

; o 2,5tn

ASME

187 CR.14.- EJEMPLO –2 UG-36 (b ) (1) y Apendice1-7 ( CONEXIOS DE TUBERIA DE 50” EN UN CILINDRO ) d= Diámetro Interior Tubuladura mas Corrosión = 1254 mm Area necesaria de A (dx tr x F ) + 2tn tr F (1- fr1)

= 1254 x 5,12 x1= 6420,48mm2

Area que colabora por exceso de pared de la envolvente A1 Mayor de: d.(E.t-F.tr) -2 tn(E1 t- F tr)(1- fr1)

o 2.( t+ tn).(E. t-F tr) –2 tn(E1 t- F tr)(1- fr1)

A1= 1254.(8x1-5,12)=1254x2,88= 3611,52 mm2 o A1= 2 x 16 x2,88=92,162; A1=3611,52 mm2 Area que colabora de la conexión A2 El menor de 5( tn – tr n). fr2.t o 5( tn – tr n).fr2.tn (Caso sin refuerzo) A2= El menor de 5( tn – tr n).fr2.t o 2( tn – tr n)..(2,5tn+te)fr2 (Caso que se ponga refuerzo) A2=5(8-1,87)x8=245,2 mm2 o A2=2(8-1,87)(2,5x.8+10)x0,73=268,94mm2( con Refuerzo) A2= 245,94 mm2 A41= Area que colabora de la soldadura = (tc)2.fr3=5,62 x 0,73 = 28,29mm2 A42= Area que colabora de soldadura =(0,5tmin)2. fr4 =42 x 0,73 =11,68 mm2 A1+ A2+ A41+ A42 = 3611,52+245,94+28,29+11,68 = 3897,43 mm2 < A=6420,48 mm2 FACE FALTA REFUERZO Hace falta reforzar con una seccion A 5= A- ΣA= 6420,48—3897,43= 2523,05 mm2

ASME

188

CR.14.- EJEMPLO –2 UG-36 (b ) (1) y Apendice1-7 ( CONEXIOS DE TUBERIA DE 50” EN UN CILINDRO ) Apendice 1-7 (a) Las 2/3 partes del refuerzo requerido sestaran dentro de los siguientes limites 1.7(a)(1)- Paralelo a la oared del recipiente : La mayor de 3/4 vecesde lel limite dado en UG-40(b)(1) , o igual al limite de lUG-40(b)(2) L Limite en UG-40 (b) El limite del refuerzo medido paralelo a la pared del recipiente sera el mayor de: (b)(1) el diametro de la conexio –d. d =1254 mm 3/4 x d = 0,75 x 1254 = 940,5 mm L

1

=3/4 x d = 940,5 mm

(b)(2) el radio de rn de la conexión mas es espesor de la pared del recipiente mas el espesor de la pared de la conexión. L2=rn+t+tn= 627+8+8==643 mm Dos tercios de area de refuerzo requerida A estaran dentro del mayor valor de L1 o L2 2/3 A ≤ L1 x tp x fr 4 2/3 A = 2,3 x 2523,05 = 1682,03 mm2 L1 x tp x fr 4 = 940,5 x10 x 0,73 = 6865,65 mm2 COMO 2/3 A = 1682,03 ≤ L1 x tp x fr 4 =6865,65 SE CUMPLE CON APENDICE 1-7 El diametro maximo del refuerzo es D

p

= 2 x d = 2508 mm

El resto del area de refuerzo 1/3 A = 841,01 mm

2

estara en lla longitud l que sumada con L1

debe de ser ≤ Dp 1/3 A = 841,01 = l x tp x fr4 = l x 10 x 0,73 l= 841,01) 7,3 = 115,21 mm l +L1 =115,21 + 1254 = 1369,21 mm < D

p

=2508 mm

CUMPLE CON TODOS LOS REQUISITOS REFUERZO DE 1372 X 1272 X 10 MM

ASME

189 CR.15.-EJEMPLO-3 DIMENSIONES DE LAS SOLDADURAS ; REFUERZO SI ES NECESARIO Y RESISTENCIA EN LAS SOLDADURAS EN LA CONEXIÓN DE UN TUBO A UNA ENVOLVENTE

Fig- CR 15.1 Datoss

Recipiente Conexión Refuerzo

Diámetro Interior

Espesor de Pared

Tensión admisible

Di = 1500 mm di =294 mm

t =19 mm tn = 6 mm TP =10mm

SV = 1197 kg/cm2 Sn = 1162 kg/cm2 SP = 1050 kg/cm2

Juntas Longitudinales con radiografiado total E=1,0 La abertura no pasa a través del recipiente..Categoría de la Junta A Presion Interior de Diseño P= 17 Kg/cm2 Temp..de .Dis=400ºC 1)-Calculo espesores requeridos en la conexión Espesor Requerido en Envolvente tr = Espesor requerido en la envolvente cilíndrica =

17 x 750 PR = = 10,7 mm SE - 0,6P 1197 x1,0 - 0,6 x 17

Espesor Requerido en Conexión trn = Espesor requerido en la envolvente conexión=

PR n 17 x 147 = = 2,17 mm SE - 0,6P 1162 x 1,0 - 0,6 x17

2.-Espesores requerido en las Soldaduras Por UW-16.(b) tmin= El menor de t =19 mm; t P = 10 mm o 3/ 4” =19 mm; tmin= 10 mm tc= El menor de 0,707tmin o 1/4”= 6 mm; 0,7tmin =0,7x 10= 7,0mm ; 1/4”= 6 mm tC=6 mm

ASME

190 CR.15.-EJEMPLO-3 UG-36 (b )(1) y UG-41 DIMENSIONES DE LAS SOLDADURAS ; REFUERZO SI ES NECESARIO Y RESISTENCIA EN LAS SOLDADURAS EN LA CONEXIÓN DE UN TUBO A UNA ENVOLVENTE

Filete Interior (refuerzo elemental) de soldadura ( Entre conexión y chapa de refuerzo ) tW 1 El valor mínimo requerido de tW 1 = tC = 6 mm ( Fig UW-16.1 (a-1)) El valor real de tW 1 =10 mm ( Fig –CR-15.1 ) Filete Exterior (refuerzo elemental) de soldadura ( entre refuerzo y envolvente) tW 2 Mínima garganta requerida t El valor real de t

W2

W2

= 0,5tmin= 0,5x 10=5 mm ( Fig UW-16.1 (a-1))

= 8 mm ( Fig –CR-15.1 )

Las dimensiones de la soldadura son satisfactorias 3.- Calculo del Refuerzo 3.1- Chequeo sin chapa de refuerzo elemental E=1,0 F=1,0 fr1 = fr2 =Sn/Sv= 1197/1162= 1,03 >1,0 entonces usar fr1 = fr2 =1,0 d= 294 mm (Et-F tr) =1,0x 19-1,0 x 10,7= 8,3 mm (t+tn) = 19+6= 25 mm (tn - tr n) =6-2,17= 3,83 mm (2,5 t D

P

n

+t

e

) = 2,5 x 6 +10 = 25 mm

el mayor valor de 2d o 2( Rn +t +tn ) ; D

p

= 588 mm

2d = 2 x 294 = 588 mm 2( Rn +t +tn ) = 2 ( 147+19+6 )= 344 mm Area de Refuerzo Requerida A: A= d tr F+2 tn tr F(1-fr1) = 294x 10,7x1+0= 3145,8 mm2

ASME

191 CR.15.-EJEMPLO-3 UG-36 (b )(1) y UG-41 DIMENSIONES DE LAS SOLDADURAS ; REFUERZO SI ES NECESARIO Y RESISTENCIA EN LAS SOLDADURAS EN LA CONEXIÓN DE UN TUBO A UNA ENVOLVENTE Area disponible en la Envolvente A 1: El mayor valor de A1= d(Et-F tr) –2tn(Et-F tr) (1-fr1)= 294(1,0x19-1,0x10,7)-0=2440,2 mm2 A1= 2(t+tn) (Et-F tr) –2tn(Et-F tr) (1-fr1)= 2(19+ 6)(1,0x19-1,0x 10,7)+0= 50 x 8,3= 415 mm2 A

1

= 2440,2 mm2

Area disponible en la Conexion A2: Menor valor de A2= 5(tn - tr n) fr2 t = 5(6- 2,17)x1,0x 19 = 5x3,83 x19 = 363,85 mm

2

A2=5(tn - tr n) fr2 tn = 5( 13- 2,17)x1,0x 6 = 5x 3,83 x 6 = 114,9 mm2 A2 = 114,9 mm2 Area disponible en el filete exterior de soldadura A41 A41 = ( t

2 W 1)

fr2 = (10) 2 x 1,0 = 100 mm2

Area suministrada: A1 +A2+A41 = 2440,2 + 114,9 + 100 = 2655,1 mm2 Como Area Sumunistrada = 2665,1 mm2 < Area requerida A=3145,8 mm2 HACE FALTA REFUERZO 3.2.-Chequeo con

chapa de refuerzo elemental

f3 = ( menor de Sn o S

p

) / SV = 1050 / 1197 = 0,877

f4 = Sp / S V 0 1050/1197 = 0,877 Area Requierida: A= 3145,8 mm2 Area disponible en la Envolvente A

1

: A1 =2440,2 mm2 Area disponible en la Conexion A2: Menor valor de A2= 5(tn - tr n) fr2 t = 5(6- 2,17)x1,0x 19 = 363,85 mm2 A2=2(tn - tr n) fr2 (2,5tn +te ) = 2(6- 2,17)x(1,0)x (2,5x 6 + 10)=191,5 mm2 A2 = 191,5 mm2

ASME

192 CR.15.-EJEMPLO-3 UG-36 (b )(1) y UG-41 DIMENSIONES DE LAS SOLDADURAS ; REFUERZO SI ES NECESARIO Y RESISTENCIA EN LAS SOLDADURAS EN LA CONEXIÓN DE UN TUBO A UNA ENVOLVENT 3.- Calculo del Refuerzo 3.2.-Chequeo con

chapa de refuerzo elemental

Area disponible en el interio filete de soldadura conexión-chapa refuerzo A41 A41 =( tW 1 )2x fr3 = (10)2x 0,877 = 87,7 mm2 Area disponible en el exterior filete de soldadura chapa refuerzo –envolvente A42 A42 =( t

W2

)2x fr4 =( 8 )2x 0,877= 56,13 mm2

Area disponible en la chapa refuerzo A5 A5 = ( DP -d -2 tn ) te fr4 = ( 588-294-2x 6)( 10)x(0,877)= 2473,14 mm2 Area suministrada: ,A1 +A2+A41+A42

= 2440,2 + 191,5 +87,7 +56,13 = 2775,53 mm2

A-( A1 +A2+A41+A42 ) = 3145,8- 2775,53= 370,27 mm2 Hay suficiente refuerzo: A5 = 2473,14 mm2 > [ A-( A1 +A2+A41+A42 ) ] = 370,27 mm2 EL REFUERZO ES SUFICIENTE 4.-Cargas resistidas por las soldaduras Fig UG-41.1 imagen(a) Por UG-41(b)(2) W= [ A-(d-2tn )((E1t-F tr )]SV =[3145,8- (294-2 x 6)(1,0 x 19 -1,0 x 10,7)] x 11,97 W= = 805,2 mm2 x11,97kg/mm2= 9638,24 kg SV = 1197 kg/cm2 Sn = 1162 kg/cm2 S p = 1050 kg/cm2

ASME

193 CR.15.-EJEMPLO-3 UG-36 (b )(1) y UG-41 DIMENSIONES DE LAS SOLDADURAS ; REFUERZO SI ES NECESARIO Y RESISTENCIA EN LAS SOLDADURAS EN LA CONEXIÓN DE UN TUBO A UNA ENVOLVENTE 4.-Cargas resistidas por las soldaduras

Por UG-41(b)(1) W1-1 = ( A2+A5+A41+A42) SV = ( 191,5+2473,14+ 87,7+ 56,13)x11,97= 33.617,39 kp W2-2 = ( A2+A3+A41+A43 +2tn t fr1 ) SV = ( 191,5+0+ 87,7+0+2x 6 x 19x1,0 )x11,97= 6071,18 kp W3-3 = ( A2+A3+A5+A41+A42+A43+2tn t fr1 ) SV W3-3 = ( 191,5+0+2473,14+87,7+56,13+0+2x6x 19x1,0)x11,97= 36.346,55 kp Puesto que la carga en soldadura W calculada por UG-41(b)(2) es menor que la carga W3-3 calculada por UG-41(b)(1), W será usada en lugar de W3-3 para comparar la capacidad de la soldadura bajo carga . Las tensiones Unitarias [ UW-15( c) y UG-45( c)]. UW-15(c ) Los valores usados en los cálculos de UG-41 para ranuras y filetes de soldadura, en porcentaje del valor de la tensión admisible en el material del recipiente son: Soldadura en ranura para Tracción el 74%S ad Soldadura en ranura para Cortadura el 60% S ad Filete de soldadura par Cortadura el 49% S ad

UG-45( c) Para recipientes diseñados para presión interna y externa, el mayor de los espesores determinados por(2)(a) o (2)(b) (2)(a): El menor de los siguientes a)-Para recipientes solo bajo presión interna, el espesor (mas la corrosión admisible) requerido por presión (asumiendo E=1,0) para la envolvente o la cabeza en el lugar donde el cuello de la boquilla u otra conexión se une al recipiente pero en ningún caso será menor que el mínimo espesor especificado en UG-16(b). b)-Para recipientes bajo externa presión solamente, el espesor (mas la corrosión admisible) obtenidos usando la presión externa de diseño con una equivalente presión interna de diseño( asumiendo E=1,0) en las formulas para la envolvente o cabeza en el lugar donde el cuello de la boquilla u otra conexión conecta al recipiente pero en ningún caso será menor que el mínimo espesor especificado en UG-16(b).

ASME

194

CR.15.-EJEMPLO-3 UG-36 (b )(1) y UG-41 DIMENSIONES DE LAS SOLDADURAS ; REFUERZO SI ES NECESARIO Y RESISTENCIA EN LAS SOLDADURAS EN LA CONEXIÓN DE UN TUBO A UNA ENVOLVENTE 4.-Cargas resistidas por las soldaduras

Las tensiones Unitarias [ UW-15( c) y UG-45( c)] Cortadura en el filete exterior de soldadura = 0,49x S P= 0,49 x 1050 = 514,5 kp/cm2 Cortadura en el filete interior de soldadura = 0,49x SP =0,49 x 1050 = 514,5 kp/cm2 Tracción en la ranura de soldadura =0,74x SV = 0,74 x 1197 = 885,78 kp/cm2 Cortadura en la pared de la conexión =0,70x Sn =0,70 x 1162 = 813,4 kp/cm2

Resistencia de los elementos conectados 1)-Cortadura en el filete interior de soldadura 1)= π/2 x O.D.conexión x pata soldadura x 514,5==1,57 (294+2x6)/10 x1,0 x514,5 1-)Cortadura en el filete interior de soldadura = 24.717,6 kp 2)-Cortadura en la pared de la conexión =π/2 x Diámetro medio conexión x tn x 885,78 2)-Cortadura en la pared de la conexión =1,57x 300/10x 0,6 x 813,4 = 25.032,14 kp 3)-Tracción en la ranura de soldadura = π/2 x O.D. conexión x t x 885,78 3)-Tracción en la ranura de soldadura =1,57 x 306/10 x 1,9x 885,78= 80.853,82 kp 4)-Cortadura en el filete exterior de soldadura = 4)= π/2 x O.D. chapa refuerzo x pata soldadura x 514,5 4)-Cortadura en el filete exterior de soldadura=1,57 x 558/10x 0,8x 514,5 = 37.997,26 kp 3.1.-Chequeo de la resistencia Trayectoria 1-1: (2) 25.032,14 + (4)

37.997,26 = 63.028,4 kp

Trayectoria 2-2 : ( 1) 24.717,6 + ( 3) 80.853,82 = 105.571,42 kp Trayectoria 3-3: ( 3) 80.853,82 + (4) 37.997,26 = 118.851,08 kp Todas las trayectorias son más resistentes que la resistencia requerida W = 9638,24 kp [Ver UG-41 (b)(2). El diseño de la resistencia del filete exterior de la soldadura en el refuerzo de la envolvente de (4)=37.977,26 kp es mayor que la resistencia del elemento de refuerzo que vale: 2,16 x x1050=2268 kp

ASME

195

CR.16.-EJEMPLO-4 UG-36 y UG-45 Conexión en una Cabeza de Diámetro Nominal DN = 600=24” bajo Presion interna Pi= 4 kg/cm2 y Presión externa Pe = 1 kg/cm2 1)- Calculo de los espesores requeridos Cabeza Cabeza Toriesferica Koppler Material SA-240 Gr.304 Tensión Admisible a T.D

. Sd = 1211,25 Kp/cm2

Diámetro Exterior De = L= 1200 mm Diámetro Interior Di = 1190 mm r=0,1 Do =120 mm L/r=10 M=1,54 Factor de Soldadura E=0,85 Espesor nominal t = 5 mm Espesor requerido en Cabeza por Presión Interna tr=

Px L x M 4x 1200 x 1,54 = = 3,59 mm 2 x S x E - 0,2 x P 2 x 1211,25 x 0,85 - 0,2 x 4

Espesor requerido por Presión Externa t

re

= 3,50 mm

Conexión Material SA-240 Gr 304 Tensión Admisible a T.D

. Sd = 1211,25 Kg/cm2

Presión Interna P = = 4 Kg/cm2 Diámetro Exterior De = 24 in =610 mm Diámetro Interior Di = d = 600 mm Radio Interior Ri = 300 mm Factor de Soldadura E=0,85 Espesor Nominal t

n

=5 mm

ASME

196 CR.16.-EJEMPLO-4 UG-36 y UG-45 Conexión en una Cabeza de Diámetro Nominal DN = 600=24” bajo Presion interna Pi= 4 kg/cm2 y Presión externa Pe = 1 kg/cm2 Cargas externas Carga de peso W = 5140 N= 514 kp Esfuerzo Cortante C = 440 N = 44 kp Momento Torsor M = 510 mN = 51 m xKp =5100 cmxkp 2)-Mínimo espesor en la pared del aconexión ( UG-45) Espesor requerido en el cuello de la conexión El mínimo espesor requerido en la pared de la conexión será el mayor de los espesores determinados por UG-45(a) o UG-45(b). La tensión cortante no excederá a la tensión admisible a cortadura dada en UG-45(c) UG-45(a) El mínimo espeso en la pared del cuello de una boquilla (nozzle) u otra conexión en un recipiente no será menor que los espesor calculados bajo la acción de las carga dadas por UG22, entre otras las de peso , momento de viento y sismo, presión interior e exterior etc, más el espesor por corrosión y roscado [UG-31(2) “aumento en el espesor de la pared en la conexión de valor 20/n donde n = nº filetes por cada 25 mm)]. Las de presión interior UG-27 y presión exterior UG-28 dan respectivamente Espesor requerido por presión interior Px Ri 4 x 300 = = 1,17 mm t nr = 1211,25 x 0,85 - 0,6 x 4 S x E - 0,6 x P por uG-16 (b ) mínimo espesor 1/16 in = 0,0625 in = 1,6 mm Espesor requerido por presión interior . t

n

r = 1,6 mm

Espesor requerido por presión exterior. t n r = 2,3 mm Este espesor se compara con el mínimo espesor suministrado por el material de la tubería con su tolerancia . Para tubos fabricados de chapa la tolerancia para la chapa se toma el menor valor de 0,25mm= 0,01 in o el 6% del espesor por UG-16 ( c ) . Espesor nomina –0,25)= 5 –0,25 =4,75 mm Como 4,75 mm es mayor que 2,3 mm se cumple la regla con el espesor mínimo necesario UG-45(b).

ASME

197 CR.16.-EJEMPLO-4 UG-36 y UG-45 Conexión en una Cabeza de Diámetro Nominal DN = 600=24” bajo Presion interna Pi= 4 kg/cm2 y Presión externa Pe = 1 kg/cm2 2)-Mínimo espesor en la pared del aconexión ( UG-45) El mínimo espesor del cuello de la conexión no será menor que el menor de los espesores de la pared de la conexión determinados aplicando las reglas (b)(1) ; (b)(2) o (b)(3) y compararlo con el espesor de la pared determinado por la regla (b)(4). UG-45(b)(1) Para recipientes sometidos solo a presión interna el espesor requerido por presión interna ( asumiendo E =1) para la envolvente o cabeza a la que se conecta la conexión, pero nunca menor que el especificado en UG-16(b) 0 1/16 in = 0,0625 imn = 1,6 mm. NO APLICA UG-45(b)(2) Para recipientes sometidos solo a presión externa el espesor equivalente obtenido usando la presión externa de diseño como una equivalente presión interna ( asumiendo E =1) para la envolvente o cabeza a las que se conecta la conexión, pero nunca menor que el especificado en UG-16(b) 0 1/16 in = 0,0625 imn = 1,6 mm. NO APLICA UG-45(b)(3) Para recipientes sometidos a presión interna y a presión externa, es el mayor de los espesores de terminados en (b)(1) y (b)(2). Espesor requerido por presión interior en la cabeza es : t

r

=

Px L x M 4 x 1200 x 1,54 = = 3,05 mm+ corrosión = 3,05 mm 2x 1211,25 x1,00 - 0,2x4 2 x S x E - 0,2 x P

Espesor requerido por presión exterior en la cabeza . Px L x M 1 x 1200 x1,54 tr= = = 0 = 0,763 mm 2 x 1211,25 x 1,00 - 0,2 x 1 2 x S x E - 0,2 x P 2)-Mínimo espesor en la pared del aconexión ( UG-45) UG-45(b)(4) El mínimo espesor de la pared de la tubería standard (para todos los materiales la tolerancia del espesor de las paredes listada en la Tabla 2 de ASME B36.10M es el espesor nominal menos el 12,5%). Al igual que en los puntos anteriores habría que añadir el espesor por corrosión. El espesor nominal para un tubo de 24 Sch Std es t = 0,375 in = 9,52 mm. t = 0,375( 1- 0,125) + corrosión = 0,328 +0,0= 0,328 in = 8,33 mm.

ASME

198 CR.16.-EJEMPLO-4 UG-36 y UG-45 Conexión en una Cabeza de Diámetro Nominal DN = 600=24” bajo Presion interna Pi= 4 kg/cm2 y Presión externa Pe = 1 kg/cm2 UG-45 (b)

El mínimo espesor requerido en los apartados (b) es el menor de (b)(3) y (b)(4) que vale t = 3,05 mm. UG-45 El mínimo espesor requerido en la pared de la conexión es el mayor de UG-45(a) t= 2,3mm y el de UG-45(b) que vale t = 0,12 in = 3,05 mm. EL MINIMO ESPESOR REQUERIDO POR UG-45 EN LA PARED DE LA CONEXIÓN ES t

rn

= 3,05 mm.

ESTE ESPESOR REQUERIDO ES MENOR QUE EL ADOPTADO DE: t = 5 mm .

3)-Tension de Cortadura UG-45(c) La máxima tensión cortante de membrana debida a la superposición de las cargas de cortadura y del momento en el cuello de la conexión será del 70% dela tensión admisible a tracción para el material de la conexión Tensión Admisible a T.D

.S

Ad

= 1211,25 Kp/cm2

Tensión admisible a cortadura SAdC = 0,7 x 1211,25 = 848 kp/cm2 La máxima tensión de membrana debida a la carga de cortadura ocurre en el eje neutro de la sección. Esfuerzo Cortante debido a la carga de cortadura:

SC =

44 Fuerza Cortante = = 1,67 kp 3,14 x 30 x 0,28 π x r x tn

r = Radio interior corroído de la conexión = 0,5x600 mm = 300mm tn = Mínimo espesor de la pared de la conexión incluyendo la tolerancia de la chapa del tubo= 2,8mm

ASME

199

CR.16.-EJEMPLO-4 UG-36 y UG-45 Conexión en una Cabeza de Diámetro Nominal DN = 600=24” bajo Presion interna Pi= 4 kg/cm2 y Presión externa Pe = 1 kg/cm2 3)-Tension de Cortadura Para tubos fabricados de chapa la tolerancia para la chapa se toma el menor valor de 0,25mm = 0,01 in o el 6% del espesor por UG-16 ( c ). Chapa de mínimo espesor de 0,120 in = 3,05 mm mm con la tolerancia es el menor valor de 3,05-0,25 = 2,8 mm = 0,110 in o bien 3,05(1-0,06) = 2,87mm = 0,113 Esfuerzo Cortante debido al Momento : La máxima tensión de membrana debida al momento se distribuye alrededor de la circunferencia de la sección circular. El máximo valor esta tensión Cortante es: SM =

Momento 2

2x π x r xtn

=

5100 2 x 3,14 x 30 2 x0,28

= 3,23 kp/cm2.

La combinación total de cortadura vale S

CT

= 1,67 + 3,23 = 4,9 kp/cm2 < SAdC = 848 kp/cm2

ES VALIDA

4)- Comprobación del refuerzo UW-16 ( c) Fig UW-16.1 imagen ( s) t = Espesor nominal de la cabeza = 5 mm tn = Espesor nominal de la pared dela conexión = 5 mm t

e

= Espesor de la chapa de refuerzo = 5 mm

t j = Espesor de la prolongación de la conexión en el interior = 5mm tr= Espesor Requerido por la Cabeza = 3,59 mm t

r n=

t

min

Espesor Requerido en la conexión por presión interna

= El menor de t, t p o ¾”= 5

t= 5mm ; t t

C

= 1,5 mm

p

=5 mm

3/4”=19mm

= El menor de , 0,7tmin o ¼”=0,138 in = 3,50 mm

0,7tmin =0,7x5 =3,5mm ; ¼”= 6 mm

ASME

200 CR.16.-EJEMPLO-4 UG-36 y UG-45 Conexión en una Cabeza de Diámetro Nominal DN = 600=24” bajo Presion interna Pi= 4 kg/cm2 y Presión externa Pe = 1 kg/cm2 Espesores mínimos t1 = Espesor del filete de soldadura entre chapa de refuerzo pared de conexión = t

C

= 3,50 mm.

t2 =Espesor del filete de soldadura entre chapa de refuerzo pared de la cabeza =0,5t

min

=2,5mm.

t3 =Espesor del filete de soldadura entre chapa de refuerzo y pared interior de conexión=0,7t =3,5 mm.

4)- Comprobación del refuerzo por Presión Interna

Valores de coeficientes f

r1

=f

r2

= fr3 = f r 4 = 1,00.

E1= 1; F=1 (tE1- F.tr)=5x1,0-3,59= 1,41 mm. t+t n=5+5 = 10 mm. ( tn – tr n)=5 – 1,6 = 3,4mm. t

min

= El menor de t, t p o ¾”= 5 mm.

t= 5mm ; t

p

=5mm

3/4”=19mm

t c= El menor de , 0,7tmin o ¼”=3,5 mm. 0,7tmin =0,7x5 =3,5mm ; 1/4”=6 mm. Limites del refuerzo Paralelo d = 600 mm.

Rn + t + t n = 300 +5 +5 = 100 mm. Se adopta d = 23,62 in = 600 mm. Normal a la pared hacia arriba

2,5t = 2,5x5 =12,5 mm. 2,5tn +t e = 2,5x5 +5 = 17,5mm. Se adopta 2,5t = 12,5 mm.

ASME

min=

201

CR.16.-EJEMPLO-4 UG-36 y UG-45 Conexión en una Cabeza de Diámetro Nominal DN = 600=24” bajo Presion interna Pi= 4 kg/cm2 y Presión externa Pe = 1 kg/cm2

4.1)- Presión Interna P =4 kg/cm2 Area Necesaria de Refuerzo A

A= d.t.rF +2.tr.tn.(1- fr1)= d.tr =600 x 3,59+0 = 2154 mm2 Area que colabora por exceso de pared de la envolvente A1

Mayor de: d.(E.t-F.tr) o

2.( t+ tn).(E. t-Ftr)

A1= d.(E.t-F.tr)=600.(5x1,0-3,59)=600x1,41=846

2

o

A1= 2x(5+5)(5x1,0-3,59)=28,2 mm2 A1 = 846 mm2 Area que colabora de la conexión A2

El Menor de 5( tn – tr n).fr1.t o 5( tn – tr n).fr1.tn(Caso sin refuerzo) A2= El menor de 5( tn – tr n).fr2.t =5(5-1,6)x5=85 mm2 A2= 2( tn – tr n)..(2,5tn+te) tnfr2 (Caso con refuerzo) A2=2(5-1,6)(2,5 x 5+.5)=119mm2 A2= 85 mm2 Area que colabora popr pared interna de la conexión A3

El menor de 5 t t n f

r2

o 5 t 2n f

r2

o 5 h tn f

r2

A

3

= 5 x5x5x1 = 125

A

3

= 125 mm2

A

4

= Area que colabora de la soldadura =2 A

A4 = ( t

C

)2fr3 +(0,5 tmin)2fr4 + ( 0,7 t

A1+ A2+ A3 + A4 + A

p

2 min)

f r2

41+2

A42 + 2 A43 =

=( 3,5)2 +(2,5)2 + 3,52 = 30,75mm2

=846+85+125+30,75+ A P= 1086,75 + A

p

A

p

= A – ΣA= ; A p= 2154-1086,75= 1067,25 mm2

A

p

= Area refuerzo = ( Dp –d-2 t n ) t

D

p

=1067,25/ tp +d+2tn = 1067,25/ 5 + 600+2x 5 = 213,45+600+10= 823,45 mm

p

fr4 = 1073,25 mm2

SE ADOPTA UN REFUERZO DE 830 x 610 x 5 MM PARA PRESION INTERNA

ASME

202 CR.16.-EJEMPLO-4 UG-36 y UG-45 Conexión en una Cabeza de Diámetro Nominal DN = 600=24” bajo Presion interna Pi= 4 kg/cm2 y Presión externa Pe = 1 kg/cm2

5)- Comprobación del refuerzo por Presion Externa Pe = 1 kg/cm2 Cabeza Toriesferica Koppler

Tensión Admisible a T.D

Sd a T.D. = 1211,25 Kp/cm2

Material SA-240 Gr 304 Diámetro Exterior De =1200 mm Diámetro Interior Di = 1190 mm Espesor nominal t =5 mm Espesor requerido en Cabeza t

r

= 3,5 mm

Conexión Material SA-240 Gr 304 Tensión Admisible a T.D

Sd a T.D. = 1211,25 Kp/cm2

Diámetro Exterior De = 24 in =610 mm Diámetro Interior Di = d = 600 mm Espesor Nominal t n=5 mm Espesor requerido en la conexión Espesor requerido a presión externa Ls = 500mm; Do = 610 mm Ls 500 = = 0,82 Do 610 Tomando t = 2,3 mm 610 Do = = 305 2, t En grafico UGO-28.0 tenemos A = 0,00035 en figura UH nos da B= 4500 psi

4x4500 4B = = 19,67 psi = 1,38 kp/cm2 > 14,21 psi = 1 Kp7cm2 3x305  Do   3  t  Espesor requerido a Presión externa t n r e = 2 mm Pa =

E1=1 para conexión sin atravesar soldadura en chapas UG-37(a) t= Espesor Nominal Cabeza sin Corrosión =5 mm

ASME


5)- Comprobación del refuerzo por Presion Externa Pe = 1 kg/cm2 tn= Espesor Nominal de Conexión sin Corrosión = 5 mm tr= Espesor Requerido por la Cabeza = 3,5 mm t

r n=

Espesor Requerido en la conexión = 2 mm

t j = Espesor de la prolongación de la conexión =5 mm d = 23,62 inch = 600 mm E1= 1; F=1 fr== fr1= fr2= fr3= 1(En este caso en que Sv / Sn=1) (tE1- F.tr)=5x1,0-1,0 x 3,5= 1,5mm t+t n=5+5 = 10mm ( tn – tr n)=5 - 2 = 3 mm t

min

= El menor de t, o 3/4”= 5mm

t= 5mm ;

3/4”=19mm

tc= El menor de , 0,7tmin o 1/4”=3,5mm 0,7tmin =0,7x5 =3,5 mm; 1/4”=6mm te= Espesor del Refuerzo = 5 mm h = menor de 2,5 t o de 2,5 t n = 2,5x5 = 12,5 mm En UG-37(1) para presión Externa se necesita el 0,5 del are necesaria para presión Interna A= Area Necesaria de Refuerzo

0,5x d.t.rF +2.tr.tn.(1- fr1)= d.tr =0,5x600 x 3,5 = 1,665 in 2= 1050 mm2 A1= Area que colabora por exceso de pared de la envolvente

Mayor de: d.(E.t-F.tr) o 2.( t+ tn).(E. t-Ftr) A1= d.(E.t-F.tr)=600.(5x1,0-3,5)= 900 imm2 A1= 2x(5+5)(5x1,0-3,5)= 30mm2 A1 = 900 mm2

ASME


A2= Area que colabora de la conexión El menor de 5( tn – tr n).fr1.t o 5( tn – tr n).fr1.tn(Caso sin refuerzo)

A2= El menor de 5( tn – tr n).fr2.t o 2( tn – tr n)..(2,5tn+te) tnfr2 (Caso con refuerzo) A2=5(5-2).5=75 mm2 o A

2=2(5-2)(2,5

x 5+.5)=105 mm2

A2= 75 mm2 A

3

= Area que colabora popr pared interna de la conexión

El menor de 5 t t n f

r2

; 5 t 2n f

A

3

= 5 x5x5 = 125mm2

A

3

= 125 mm2

r2

;

A 4 = Area que colabora de la soldadura =2 A A4 = ( t

C

)2fr3 +(0,5 tmin)2fr4 + ( 0,7 t

A1+ A2+ A3 + A4 + A

p

2 min)

41+2

A42 + 2 A43

f r2=( 3,3)2 +(2,5)2 + 3,52 = 30,75 mm2

=900+75+125+30,75+ A P= 1130,75mm2 + A

p

Como =1130,75mm2 + A p> A =1050 mm2; POR PRESION EXTERNA NO NECESITA REFUERZO

ASME

205 BRIDAS BR.1-GENERAL

1°).- Siempre que sea posible utilizar bridas Standard. El Código ASME acepta los ratings de presión-temperatura de ANSI B16.5. “Para Bridas de mayor diámetro usar el ANSI B16.47” 2°).- Las bridas se consideran como integraesl o locas. Una tercera clasificación de las bridas es la ”opcional”. Bridas Integrales: La brida y el cubo son una estructura continua bien por fabricación o por penetración total de la soldadura en la unión. Se conectan al recipiente o tubería por soldadura de forma que la conexión forma un conjunto integral Pertenecen a este tipo las siguientes a) Bridas Welding Neck b) Bridas de cuello largo soldado c) Bridas de anillo con penetración total de soldadura Bridas Loose (Locas): La brida no tiene ninguna sujeción a la tubería y no son integrales. Es asumido que el cubo(si es que lo lleva) actúa independientemente de la tubería. Ver en Fig-BR.3.1 la soldadura se ve en Fig.9-1.1 Ejemplo de este tipo son : a) b) c) d) e)

Bridas Bridas Bridas Bridas Bridas

Slip-on de cuello soldado Lap-joint roscadas de anillo conectádas sí la soldadura con total penetración

Bridas Opcionales Este tipo cubre el diseño cuando la unión de la brida al cuello de la boquilla, pared del tubo o del recipiente se considera que esa unión es una unidad que seria calculada como una brida integral, excepto que para simplificar el diseño podrá ser calculada como una brida loca, para lo cual se debe cumplir que no se excedan los valores de: g

o

=5/8 in =16 m m

B/go =300 P=300 p s i = 21 kg /cm

2

Temperatura de Operación =700º F=371 ºC B = Diámetro interior de la brida go = Espesor del cubo de una brida integral en su parte mas delgada donde se une al tubo o accesorio

ASME

206 BR.2--TIPOS DE BRIDAS SEGÚN ASME

Figura BR 3.1 Tipos de bridas

ASME

207 BR.2--TIPOS DE BRIDAS SEGÚN ASME

Figura BR 3.1 Tipos de bridas

ASME

208 BR.3- PROCEDIMIENTO PARA EL DISEÑO DE BRIDAS

1)- BRIDAS INTEGRALES 1.1)-.Las bridas integrales suelen tener el cubo en forma ahusada teniendo una pendiente igual o menor que 1/3, a menos que se se use un cubo en forma de doble huso con doble pendiente.. Si se usa el doble huso, la pendiente adyacente a la soldadura será igual o menor que 1/3 para una longitud mínima de 1,5go, medida desde desde el centro de la soldadura. .Para un cubo con simple huso , puede usarse una mayor inclinación de 1/3 si se usa una sección recta que también tenga una mínima longitud de 1,5 g o. 1.2)- En una primera prueba, el espesor del cubo puede tomarse g 1 =2 g o para valores de g o ≤ 1,5 in ( 38 mm) y el valor de g 1 = 1,5 g para valores de g o > 1,5 in (38 mm) . Un formula de calculo para el valor de g 1 es

Si g Si g

o o

≤ 1,5 in (38 mm) > 1,5 in (38 mm)

VALOR ASIGNADO A g1 EN 1º CALCULO g 1 = 2,0 g o g 1 = 1,5 g o

Un formula de calculo dada por fabricante de bridas americanos, para el valor de g g

1

= 0,7

Mo SB

1

es:

(BR.4.1)

M O = Momento total en la brida en operación en mmxKp. S = Tensión admisible en el material de la brida en operación kp/mm2. B = Diámetro interior de la brida en mm.

ASME


1)- BRIDAS INTEGRALES 1.3 )- Si g 1 es calculado por la ecuación anterior ( BR.4.1) y el valor de es g 1 < g o, ello indica que la brida con el cubo ahusado no es requerido y g 1 puede tomar el valor g 1 = g o teniendo h un valor igual al mínimo requerido por la soldadura . Si el valor calculado de g 1 > g o el valor de h puede determinarse por la grafica ( Valores de f) en Apéndice 2 de ASME VIII. En esta grafica se tomara f = 1,0 1.4)-Los cubos no tienen limite mínimo para h y g o. Valores de g recomendados. h o = Factor = B g o en in

< 1,5 t

o

Para Bridas tipo Slip-on en una primera prueba se coge el valor de g pared del tubo.

1

n

yh
o

no son

=2 veces el espesor de la

1.5)- B es el Diámetro Interior de la brida y no el diámetro interior I.D de la tubería. Para bridas de pequeño diámetro en que B < 20 g 1 se puede sustituir B por B1 en la formula que da el stress longitudinal en el cubo S H. B

1

=B+g

o

para bridas integrales cunado f ≥ 1

2)- BRIDAS EN GENERAL 2.1).- Los pernos siempre deberán usarse en múltiplo de cuatro. Para bridas de diámetro grande, use muchos pernos de diámetro pequeño en un apretado circulo de pernos, lo cual reduce el espesor de la brida. Pernos mayores requieren un mayor circulo de pernos, lo cual incrementa el diámetro exterior y el espesor de la brida. 2.2).-Las bridas cuadradas u ovaladas deben de tratarse como una brida circular inscrita en las mismas. Par ello suponer un círculo de pernos que pase por los centros de los agujeros de los pernos más externos. Esto mismo aplica para aberturas no circulares; por lo que el espaciamiento entre los pernos se convierte en más critico. El factor de espaciamiento entre los pernos puede ser menor que el requerido para brida circular , y que el metal sobrante en las esquinas tiende a uniformar tanto la carga en los pernos como el momento. 2.3)-El diseño de bridas para resistir ambas presiones, interna y externa, mas cargas externas y momentos debe de hacerse usando la presión equivalente P e

P e= P +

4F πG2

+

16 M π G3

(BR.4.2)

P = Presión interna o externa en kp /mm2. F = Carga radial externa en kp. M = Momento externo en mm x kp. G = Diámetro del punto de aplicación de la reacción en la junta en mm.

ASME


3) - BRIDAS SOMETIDAS A BAJA PRESIÓN 3.1).-Minimizar la anchura de la junta para reducir la fuerza en asiento. 3.2).- Usar un número de pernos de pequeño diámetro y minimizar el diámetro del circulo de pernos para que el Momento sea menor, con lo cual también lo será el espesor. 3.3.)- Utilizar bridas sin cubo forjado

tipo lap joint o bridas de anillo, para minimizar el coste del

4).-BRIDAS SOMETIDAS A ALTA PRESIÓN 4.1).- Las bridas sometidas a alta presión requieren una gran área número de pernos para contrarrestar la gran fuerza debida a la presión hidrostática. Un gran número de pernos, incrementa el círculo de pernos con el correspondiente aumento del brazo del momento. Para ello hacen falta bridas gruesas con grandes cubos que son necesarios para la distribución de la carga debida a los pernos. Hay que buscar un equilibrio entre la cantidad y dimensión de los pernos, el espacio entre pernos y el diámetro del círculo de pernos. 5)-BRIDAS ESPECIALES El diseño de bridas especiales solo será requerido como un Último recurso. Siempre que sea posible las Bridas Standard deben de ser utilizadas. En general este tipo de bridas se da para altas presiones. En esta categoría de bridas, estas son gobernadas por una de las dos condiciones siguientes: 1.-Fuerza de asiento de la junta Wm2 2- Fuerza Total Final Hidrostática H En el caso de bridas sometidas a alta presión es típico que sea la fuerza Hidrostática -H- la que gobierne. Para bridas sometidas a baja presión es la fuerza de asiento- W m 2 -la que gobierna. Por lo tanto la estrategia para diseñar estas bridas será diferente.

ASME

211 BR.4 – FUERZAS SOBRE LOS PERNOS DE LA BRIDA

1)- CARGA TOTAL EN LOS PERNOS EN OPERACION

W

m1

= 0,785 G

2

P +2 π G b m P

en kp

(BR.5.1)

2)- CARGA T EN LOS PERNOS EN ASIENTO

W

m2

= πG b γ

en kp

(BR.5.2)

3-) CARGA PARA EL DISEÑO EN LOS PERNOS- W VALOR DE W EN ASIENTO

EN OPERACIÓN

W = 0,5 ( A m + A b ) S

W=W

b

(BR.5.3)

m1

ASME

212 BR.4- FUERZAS EN LA BRIDA

13.4.1) – FUERZAS EN LA JUNTA EN ASIENTO 1 ) - Fuerza Total Final Hidrostática en la junta -H

H =0,785 G 2 P

en kp

(BR.6.1)

2).-Fuerza Total de Compresión entre la Junta y la Cara de Contacto -HP

HP = 2 b π G m P

en kp

(BR .6.2 )

13.4.2) – FUERZAS EN OPERACIÓN 1).- Fuerza Final Hidrostática en interior de la Brida- HD

H

D

=0,785 B

2

P

en kp

(BR.6.3)

2).- Fuerza sobre la Junta HG ( diferencia entre la fuerza de diseño de los pernos Wm1 y la fuerza total hidrostática en la brida -H )

H

G

= Wm1 – H

en kp= 2 b π G m P

en kp (BR.6.4)

3).- Fuerza- HT ( diferencia entre la Fuerza Total Hidrostática H y la Fuerza Hidrostática HD en el interior de la Brida)

HT = H- H D= 0,785 (G 2- B

2

)P

en kp

(BR.6.5)

ASME

213 BR.5-BRAZOS DE LAS FUERZAS

h D = Distancia radial en imm. Desde el circulo de pernos al punto en que actúa la fuerza hidrostática H D en el interior de la brida h G = Distancia radial en mm. Desde el circulo de pernos al punto donde actúa la fuerza de reacción en la junta y vale = (C-G)/2 h

T

= Distancia radial en in. Desde el circulo de pernos en que actúa la fuerza HT

Tipo de Bridas Integrales y opcionalmente para el tipo de bridas calculadas como Integrales Tipo de Bridas Locas, excepto Bridas Lap-joint

hD R+0,5g1

hT hG 0,5 (R+g1+hG) 0,5(C-G)

0,5(C-B)

0,5 (hD + hG ) 0,5(C-G)

Tipo de Bridas Lap-joint

0,5(C-B )

0,5 (C-G)

0,5(C-G)

Tabla BR.7.1

Figura BR 7.1 Fuerzas y momentos en una brida

Figura BR.7.2- Fuerzas y sus brazos en un brida integra

ASME

214 BR.6- MOMENTOS EN LA BRIDA BAJO PRESION

1).- Momento MD

MD = HD h D

en mm-kp

(BR.8.1)

2).- Momento MG

MG = HG hG

en mm-kp

( BR.8.2)

3).- Momento MT

MT = HT hT

en mm- kp

( BR.8.3)

4).- MOMENTO TOTAL EN OPERACIÓN O EN ASIENTO- MO VALOR DEL MOMENTO TOTAL En condiciones de Asiento

MO = W ( C-G)/2

En condiciones de Operación

MO =MD + MG +MT

(BR.8.4)

(BR.8.5)

BR.7- TENSIONES EN LA BRIDA 2

S

a

= Tensión Admisible en los pernos a Temp..Ambiente en kp/mm

S

b

= Tensión Admisible en los pernos a Temp. De Diseño en kp/mm

S

fa

S

fo

2

= Tensión Admisible en material de la Brida a Temp..Ambiente (Asiento) en kp/mm

2

= Tensión Admisible en material de la Brida a Temp. De Diseño ( Operación) en kp/mm

2

S n = Tensión Admisible en el material del recipiente, boquilla o tubería a Temp.. de Diseño en kp/mm 2 S

H

= Tensión longitud Calculada en el cubo en kp/ mm2

S

R

= Tensión Radial Calculada en la Brida en kp/mm

2

S T = Tensión Tangencia Calculada en la Brida en kp/mm

2

ASME

215 BR.7- TENSIONES EN LA BRIDA

1)- BRIDAS INTEGRALES TENSIÓN LONGITUDINAL EN EL CUBO:

S

H

f Mo

=

(BR.9.1)

L g12 B

TENSIÓN RADIAL EN LA BRIDA :

S

R

(1,33t e + 1)M o

=

L t2B

(BR.9.2)

TENSIÓN TANGENCIAL EN LA BRIDA;

Y Mo

ST =

t2B

− ZS R

(BR.9.3)

2).- PARA EL TIPO DE BRIDAS SIN CUBO Y TIPO DE BRIDAS LOCAS CON CUBO, TENSIÓN LONGITUDINAL EN EL CUBO

SH = 0

(BR.9.4)

TENSIÓN RADIAL EN LA BRIDA

SR = 0

(BR.9.5)

TENSIÓN TANGENCIAL EN LA BRIDA

ST =

Y Mo t2B

(BR.9.6)

ASME

216 BR.8- TENSIONES ADMISIBLES EN LAS BRIDAS

( A) Las Tensiones calculadas deben de cumplir: (1).- El valor de Tensión Longitudinal en el cubo S H < S f para bridas fundidas, y no mayor que 1,5 S f para otros materiales siempre que no lo limite (1) ( a ) y (1) (b). (1)(a).- La Tensión Longitudinal en el cubo S H no mayor que el menor de 1,5 S f o 1,5 S n para Bridas tipo opcional diseñadas como integrales [ Fig 2-4 imágenes ( 8 ), (8 a), ( 9 9, ( 9 a ), ( 10 ) y (10 a ),Para las integrales imágenes ( 7 ) cuando el material del cuello forma el material del cubo.] (1) (b).- La Tensión Longitudinal en el cubo S H no mayor que el menor de 1,5 S También ADMISIBLES EN LAS BRIDAS en la bridaٛ ٛ ٛ ٛ ٛ ٛ ٛ ٛ ٛ ٛ ٛ ٛ ٛ ٛ ٛ ٛ ٛ ٛ ٛ ٛ ٛ ٛ ٛ ٛ ٛ ٛ ٛ ٛ ٛ ٛ ٛ ٛ ٛ ٛ ٛ ٛ ٛ ٛ ٛ ٛ ٛ ٛ ٛ ٛ ٛ ٛ ٛ ٛ ٛ ٛ ٛ ٛ ٛ ٛ ٛ ٛ ٛ ٛ ٛ ٛ ٛ ٛ ٛ ٛ ٛ ٛ ٛ ٛ ٛ ٛ ٛ ٛ ٛ ٛ ٛ ٛ ٛ ٛ ٛ ٛ ٛ ٛ f o 1,5 S n para Bridas tipo integral, con el cubo soldado al cuello, tubería o recipiente Fig 2-4 imágenes (6 ), (6 a ) y ( 6 b ). (2).- La Tensión Radial S

R

f

(3).- La Tensión Tangencial ST < S

f

(4).- Se debe de cumplir que: 0,5 (S

H

+ S R) < S

f

y

0,5 (S

H +

S T) < S

f

( b ).- Para bridas con cubo conectadas como en Fig.BR 3.1 imágenes (2), ( 2 a ), (3), ( 3 a ) y (4) el cuello de la boquilla, y la pared del recipiente o de la tubería no debe considerarse que tiene el valor de un cubo. (c).- En el caso de bridas Locas con solape, Fig.BR 3.1 imagen (1) y (1a), cuando la junta esta en el solape, está sometida a esfuerzo de corte y está Tensión Cortante será menor de 0,8 S n para el material del solape. En el caso de bridas soldadas mostradas en Fig. BR 3.1 imágenes (3), ( 3 a ), (4),( 4 a ), (7), (8), (8a) y (8 b) cuando el cuello de la boquilla, o la pared del recipiente o tubo se extienden hasta cerca de la cara de la brida y del contacto de la junta con la cara, la Tensión Cortante inducida por la soldadura no excederá de 0,8 S n. La Tensión cortante se calculara en función de W m 1 o W m 2, tomándose el valor mayor. Siempre que partes de una brida están sometidas a Cortante gobierna el mismo requerimiento. TIPO DE TENSION SH SR ST

TENSION ADMISIBLE S H < 1,5 S f o SR < S fo ST < S fo 0,5 (S H + S R ) < S f o 0,5 (S H + S T ) < S f o Tabla BR 10.1

ASME

217

BR.9- CABEZAS UNIDAS MEDIANTE PERNOS (EMBRIDADAS)

(a )-Las cabezas embutidas eséfricas circulares con bridas empernadas, con presión en amos lados cóncavo o convexo y conformando los tipos mostrados en la adjunta figura serán diseñadas de acuerdo a las formulas siguientes:

(b)- NOTACION

t= Mínimo espesor requerido en la chapa de la cabeza después del conformado L= Radio interior de la cabeza o corona P = Presión interna (ver UG.21) para presión en el lado cócvo, para la presión en el lado convexo (ver UG-28(f)). S = Máxima tensión admisible (ver UG-23) T = Espesor de la brida. Mo = El momento total determinado en 2-6 para presión en cabezas cóncavas, y en 2-11 para cabezas convexas; excepto que las cabezas mostradas en la figura corresponda a la imagen (d).H

D

y hD serán definidos a continuación, y el momento adicional M

r

= H

r

h r ( el cual

puede ser positivo o negativo) son tambíen definas a continuación. H

r

= componente radial de la carga de membrana actuando en el segmento esférico en la

intersección del lado interno de la brida con el c la línea central en el espesor de la cabeza = h D

cot β1

h r = Brazo de la fuerza H sobre el centroide de la brida de anillo. H

D

= componente radial de la carga de membrana en el segmento esférico actuando en el

interior de la brida de anillo = 0,785 B2P h D =Distancia radial desde el circulo de pernos al el interior de la brida de anillo,

ASME

218

BR.9- CABEZAS UNIDAS MEDIANTE PERNOS (EMBRIDADAS)

(b)- NOTACION

β 1 = Angulo formado por la tangente a la linena central en el espesor de cierre de la cabeza, en el punto de intersección con la brida de anillo, y una línea perpendicular al eje de la cabeza = arc sen

B 2L+t

A = diámetro exterior de la brida B= Diámetro interior de la brida C= diámetro del circulo de pernos (c)- Es importante el hacer notar que el valor actual del momento total Mo, puede calcularse

para cualquiera de ambas presiones, interna (lado cóncavo), externa (lado convexo): En cualquier caso se usara en todas las formulas que siguen, el valor absoluto de P y Mo (d)- Cabezas mostradas en la imagen (a) de la figura :

(1)- El espesor –t- de la cabeza será determinado por las formilas apropiadas de UG-32 para presión en el lado cóncavo, y por UG-33 (a)(1)para presión en el lado convexo. (2)-El radio –L- o el radio –r- del knucle, cumplirán con las limitaciones dadas en UG-32. (3)-La brida cumplirá al menos con los requerimientos de la Figura 2-4 y será diseñada con las previsiones de 2-1 hasta 2-6 para presión en ele lado cóncavo, y 2-11 para presión en le lado convexo(Dentro del rango en el los listados Standard de bridas en la Tabla U-3, la brida y los taladros pueden ser conformes a los Standard, y el espesor requerido deberán considerarse con el mínimo requerido). (e)- Cabezas del tipo mostrado en la imagen (b) de la figura(no requieren factor de eficiencia

de junta) (1)- Espesor de la cabeza (a)- Para presión en el lado cóncavo

T=

5PL 6S

(1)

(b) Para presión en el lado convexo. El espsor de la cabeza será determinado por UG33©, usando el radio exterior del segmento esférico de la cabeza (2) Espesor de la brida de anillo T = ( Mo/SB [(A+B)/(A-B)} )0,5 (2)

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219

BR.9- CABEZAS UNIDAS MEDIANTE PERNOS (EMBRIDADAS) (b)- NOTACION

(3) Espesor de la brida para juntas de cara total T =0,6[ P/S [ (B(A+B)(c-B) / (A-B) ]1/2

(3)

Nota: La Componente radial de la carga de membrana en el segmento esférico es asumido que será resistido por la brida. (Dentro del rango en el los listados Standard de bridas en la Tabla U-3, la brida y los taladros pueden ser conformes a los Standard, y el espesor requerido deberán considerarse con el mínimo requerido). (f)-Cabezas del tipo mostrado en la imagen –c- de la fiigura adjunta(no requiere factor de

eficiencia de junta) (1) Espesor de la cabeza (a) Para presión en el lado cóncavo t=

5PL (4) 6S

(b) Para presión en el lado convexo, el espesor dé la cabeza será determinado por UG33(c= usando el radio exterior del segmento esférico.

(2)-El espesor de la brida para juntas de anillo para las cabezas con agujeros redondos para pernos. T = Q+

1,875Mo (C + B) (5) SB(7C 5B)

Donde: Q=

PL C+B x( ) 4S 7C 5B

(3)- El espesor de la brida para juntas de anillo para las cabezas con agujeros r para pernos rasgados en los bordes de la cabeza

T = Q+

1,875Mo (C + B) SB(3C B)

(6)

Donde:

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220 PL C+B x 4S 3C B

Q=

BR.9- CABEZAS UNIDAS MEDIANTE PERNOS (EMBRIDADAS) (f)-Cabezas del tipo mostrado en la imagen –c- de la fiigura adjunta(no requiere factor de

eficiencia de junta)

(4) Espesor de brida para junta de cara vtotal en cabezas cpn agujeros redondos para pernos. Q2 +

T=Q+

3 B Q(C L

B)

(7)

Donde Q=

PL C+B x( ) 4S 7C 5B

(5) Espesor de la brida para juntas de cara total para cabezas con pernos rasgados a través del borde de la cabeza

Q2 +

T=Q+

3 B Q(C L

B)

(8)

Donde Q=

PL C +B x( ) 4S 3C B

(6) El espesor requerido en la brida será T calculado por (2), (3), (4) o (5) pero en ninguno

de los casos será menor que el valor de –t- calculado en (1) (g) Cabezas del tipo mostrado en l imagen (d) de la figura(no requiere factor de eficiencia de

junta) (1) Espesor de la cabeza (a) Para presión en el lado cóncavo

t=

5PL 6S

(b) Para presión en el lado convexo, el espesor de la cabeza será determinado por UG-33(c) usando el radio exterior del segmento esférico de la cabeza (2) Espesor de la brida T=F+

F 2 + J (10)

Donde

ASME

221

F=

PB 4L2 - B 2 8S (A - B)

J=(

Mo A +B )( SB A B

BR.10- BRIDAS SOMETIDAS A PRESION EXTERIOR

1).- En el diseño de Bridas, solamente bajo Presión Externa, se utilizaran las mismas formulas dadas en Pu para Presión Interna excepto que para condiciones de Operación se verifica: En Operación

Mo = H

D

( h D- h G) + HT ( h T-h G)

(BR 11.1)

Para Asiento de Junta

M

o

=Wh

G

(BR 11.2)

Donde :

W=

A m2 + A b x Sa 2

HD = 0,785 B2 Pe

HT = H-HD

H = 0,785 G2 Pe

(BR 11,.3)

(BR 11.4)

( BR 11.5)

(BR 11.6)

Con Pe = Presión Exterior en N/ mm2 2).- Cuando la Brida esta sujeta a veces en Operación a Presión Interior y Exterior, el diseño de la Brida se hará para satisfacer los requerimientos dados en la parte 1) de este párrafo y para la Presión Interior los requerimientos dados para Presión Interior. Cuando la Presión Interna sucede solo durante la prueba de Presión, el diseño de la brida será basado en la Presión Externa

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222

BR.11-JUNTAS EN LAS BRIDAS

La función de una junta es interponer un material semiplástico entre las caras de la brida, que al deformarse bajo la acción de las cargas que selle al instante las irregularidades en las caras para impedir el escape del fluido La cantidad de deformación del material de la junta que se requiere para producir la estanqueidad del sello depende de las desigualdades de las superficies. La cantidad de fuerza que debe de ser aplicada a la junta para causar la deformación que produzca el sello en las superficies es conocido como “fuerza en asiento”. Esta fuerza es expresada en unidades de presión, independientemente de la presión que exista en el recipiente. La fuerza en asiento, representa la mínima carga que debe de ser aplicada a la junta para que el asiento sea uniforme aunque la presión en el recipiente sea muy baja. Esto se consigue mediante el apriete de los pernos antes de que se aplique la presión al recipiente. La fuga ocurrirá bajo presión si la fuerza hidrostática resultante es suficientemente mayor que la diferencia entre la fuerza entre los pernos y la carga en la junta por debajo de un valor critico. También es posible la fuga con una baja presión de contactote de la junta para una no es adecuada para la presión interna. La relación entre la tensión en la junta, cuando el recipiente esta bajo presión, y la presión interior es el “ factor de junta”.El factor de la junta depende del material de la junta y de su construcción. La selección de una junta adecuada para una determinada estanquidad, será una prioridad para conocer e la cantidad de fuerza necesaria para que la junta alcance el valor de su fuerza de asiento para mantener la estanquidad del sello bajo las condiciones de presión Las características del tipo junta son – m- factor de junta (estanqueidad ) y la – y – tensión de asiento. Otra característica es la anchura efectiva de la junta – b- para distintos tipos. Las juntas de “anillo plano” (flan-ring) son generalmente usadas donde lo permitan las condiciones de servicio por lo sencillo de su fabricación a partir de chapas planas. Los materiales de su fabricación son, goma, papel, asbestos, cobre, tela, plomo, aluminio, niquel, monel y acero blando. El tipo de la cara de la junta corresponde a las condiciones de servicio del fluido o gas, presión, temperatura, ciclo de operación y a la selección de la junta. El máximo cuidado se debe de tener en la selección de la junta como en el tipo de la cara. Las caras que confinan a la junta, en el tipo macho-hembra, lengüeta- ranura y junta de anillo ofrecen gran seguridad contra imprevistos. Tiene la desventaja que el contacto entre las dos caras no es idéntico. Para bridas tipo de lengüeta-ranura, la lengüeta tiene mas probabilidad de ser dañada que la ranura. Por lo tanto, desde el punto de vista de mantenimiento, ello es una ventaja en colocar la cara de la lengüeta en la parte en que pueda ser cambiada de servicio más fácilmente. La anchura de la junta debe de tener la misma anchura que la lengüeta.

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223

Las juntas se fabrican con papel, tela, goma ,plásticos ,cobre, aluminio, níquel, monel y acero blando. Las juntas de papel, goma y tela no son recomendadas para uso de más de 120ºC (250° F). BR.11-JUNTAS EN LAS BRIDAS

Las juntas laminadas son fabricadas con un metal sólido encamisado con un relleno. Este tipo de juntas puede usarse para temperaturas entre los 400º C (750° F ) a los 450 ºC( 850° F ) y requiere menos fuerza de los pernos en asiento y lo mantiene hermético entre el aro de metal plano de la junta y la cara.. Las juntas dentadas ( serrated ) están fabricadas con metal sólido y tienen estrías concéntricas mecanizadas en las caras. Este tipo reduce mucho el área de contacto en el apriete inicial por esa razón reduce la fuerza en los pernos. Cuando la junta se defórma el área de las superficies de contacto aumenta. Las juntas dentadas ( serrated ) son usadas cuando .las juntas blandas y las laminadas no son adecuadas y la carga en los pernos es excesiva con juntas metálicas en forma planas en forma de aro.. Las bridas de caras con acabado liso (smooth finished) serán usadas con juntas dentadas (serrated). Las juntas corrugadas con alma de asbestos son similares a las juntas laminadas excepto que la superficie es rígida con círculos concéntricos como en el caso de las juntas aserradas (serrated ). Las juntas corrugadas requieren menos fuerza en asiento que las laminas o las aserradas y son extensamente usadas para servicios con líquidos o gases a baja presión.. La juntas corrugadas metálicas sin asbestos pueden ser usadas a temperaturas más altas que las de alma de asbestos y son extensamente usadas en el sello de agua, vapor, gas, petróleo y así como ácidos y productos químicos. La decisión de que tipo de material debe de ser seleccionado muchas veces se basa según la anchura requerida de la junta. Si la junta es estrecha la presión unitaria es excesiva. Si la junta es demasiado ancha la carga de los pernos será innecesariamente aumentada. La relación que en primera aproximación de la junta debe de tomarse se deriva de lo siguiente: (La Fuerzan de asiento de la Junta)- (Fuerza de la Presión Hidrostática) =(Fuerza residual en la Junta. “ La Fuerza Residual no debe de ser Menor que la requerida para prevenir la fuga de los fluidos interiores bajo la Presión de Operación”.

π/4 (do2- di2) y – π/4 do2 p= π/4 (do2- di2)p m

(BR 12.1)

m = factor de junta p = presión interna en psi kp/mm2 do = diámetro exterior de junta en mm. di = diámetro interior de junta en mm. Lo anterior se puede escribir:

ASME

224

do/di = [ (y-pm) / (y-p(m+1)]0,5

(BR 12.2)

BR.11-JUNTAS EN LAS BRIDAS

“En la ecuación anterior se asume que la fuerza Hidrostática actúa sobre el diámetro exterior do de la junta y que toda la fuerza Hidrostática se utiliza en mitigar la fuerza en la junta que existe primeramente por aplicación de la Presión Interior”. El asumir lo anterior supone despreocuparse de la deformación elástica de los pernos, junta y brida, pero la anterior relación es solo útil para la determinación inicial de las proporciones de la junta. En el caso que sea deseable mantener el material elegido y disminuya el ancho de la junta, el stress de asiento ser mayor y deberá ser usado con reserva. Si el stress de asiento excede al valor de y, la junta puede ser estrujada (prensada) entre las dos caras de la brida. En general el uso de stress de asiento que excedan del valor de y debe de ser limitado al uso de juntas sólido-metal y juntas embutidas lengüeta-ranura.

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225

BR.12- CARACTERISTICAS DE JUNTAS

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226

BR.12- CARACTERISTICAS DE JUNTAS

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227

BR.13 – ANCHO REQUERIDO DE LAS JUNTAS

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228

BR.13 – ANCHO REQUERIDO DE LAS JUNTAS

b=b

o

Figura BR 14.1 Ancho efectivo de la junta cuando b o< 0,25 in ( 6 mm) en el S..I

C b = 2,5

b o cuando b o> 0,25 in ( 6 mm) en el S.I

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229

BR.14-ESTRATEGIA A SEGUIR PARA EL DISEÑO DE UNA BRIDA

1).-DETERMINAR EL NUMERO Y DIMENSIÓN DE LOS PERNOS REQUERIDOS Es norma empezar con un número de pernos igual al diámetro del agujero de pulgadas redondeado a un múltiplo de 4. a).-Primero se calcula W

m1

b).-Después se calcula A

m

A

m

oW

la brida en

m 2.

(Area de pernos requerida)

(Area de pernos requerida)= al mayor de W

m1

/S

ba

oW

m2

/S

ba

c).-El numero de pernos requerido es n n = A m /Ra, ( siendo R a = Area del perno en el filete) Para estas dos ecuaciones hay gran variedad de combinaciones. 2).-DETERMINAR EL DIÁMETRO DEL CIRCULO DE PERNOS “ C “ Para las dimensiones de los pernos seleccionados el Diámetro del círculo de pernos C viene dado por:

C=B+2g1+2R

(BR 15.1)

(Ver tabla de pernos para valores de R y de E)

3).-EL DIÁMETRO EXTERIOR DE LA BRIDA “ A “

A= C+2 E

(BR 15.2)

(Ver tabla de pernos para valores de R y de E)

4).- DERTERMINAR EL ESPACIO ENTRE PERNOS QUE ES “ BS “

BS= πC/n

(BR 15.3)

Se compara este valor con el dado en la tabla El máximo espaciamiento entre pernos recomendado B d = Diámetro de los pernos en inch (pulgadas) t= espesor de la brida en inch (pulgadas) m= factor de junta

Sep

Max

= 2 d + [6 t / (m+0,5) ]

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230

BR.15.- BRIDAS DE ANILLO

NOTA: Si go < 1,5 tn y h < go el diseño de la brida es Integral Si go > 1,5 tn y h > go el diseño de la brida es Loca Si go ≤ 5/8 in ; B/go ≤ 300; P ≤ 300 psi y la Temp. de Diseño > 700°, el diseño puede ser Integral o Loca c= menor de tn o para Loca : 2tm pero no menor que ¼ in

c= menor de tn o para Integral : 2go pero no menor que ¼ in

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231 BR.16.-CALCULO DEL ESPESOR DE BRIDAS CIEGAS Y TAPAS CIRCULARES EMPERNADAS

1).-EN CONDICIONES DE OPERACIÓN

W hG CP + 1,9 = S fo E S fo E d 3

t=d

Ec-BR.18.1

C = generalmente 0,3 ( ver Fig UG-34 ) = W = Wm1 para operación en Kp. = Sf o =Ten. Adm. T.D del material Kp/mm2

E = factor soldadura P = Presion Kp/mm2

=

=

=

D = ∅ de valor en UG-34 (Fig-9.3) y Ap. 2-2 en mm =

t = espesor brida en operación en mm

=

2)- EN CONDICIONES DE ASIENTO

t=

1,9

W hG S fa d 3

=

Ec- BR.18.2

W= 0,5 ( Am+Ab) Sb en Kp

=

d= Diametro en mm ver valor en UG-34 ( Fig-9.3)

S

f a=

=

Ten.Adm a T.A .de material en Kp/mm2=

SE TOMARA COMO ESPESOR DE LA BRIDA EL MAYOR DE LOS DOS VALORE

ASME

232 BR.17-TIPOS DE TAPAS

Fig-BR.19.1 Tipos de cabezas Planas Aceptables

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233 BR.18- EJEMPLO 1- BRIDA DE ANILLO: ∅= 44 “ =1118 mm PRESION INTERIOR P = 4 Bar= 0,4 N/ mm 2 Fuerza exterior F = 15.000 N ; momento exterior M = 25.500.000 mm x N

Junta Klinger Top-sil ML.1 Grafito bo = N = 6 mm 2 b N = 20mm

CALIDAD: m=3,5 γ= 15 N /mm2

DATOS DE DISEÑO 4F 16 M + P e=P + = 0,40+0,15+0,086= 0,50 N/mm2 2 πG π G3 4F 60.000 = = 0,015 N/ mm2 2 πG 3,14x11412 16 M 16 x 25.000.000 = 0,086 = 3 πG 3,14 x11413 Material Brida S275JR Sfo = Ten.Adm. a T.D= 178,5 N/mm2= Sfa = Ten.Adm. a T.A = 178,5 N/mm2= Material Pernos A-193 GrB7 Sbo = Ten.Adm. a T.D= 175,8/mm2 Sba = Ten.Adm. a T.A = 175,8Kg/mm2 Nº Pernos= 44 dB= 7/8” in dB= 22,22 mm Ab1= 270 mm 2 d a g u= dB +1/8” 2 d a g u = 26 mm Ab1= 0,419 in

Si bo<0,25”(6 mm) en SI b=bo ATB= 11.880 mm 2 0,5 Si bo>0,25”(6 mm) en SI b=2,5(bo) = 7,5 C= 1182 G= 1144 g1== d i J= 1132 d oJ = 1156 go=tn= =

A= 1230 B=1118mm E=24 mm R =32 mm mm Para defir G ver Ape.2 (3 ) Si bo ≤ = 6mm G= 0,5 (do + di)= ; Si bo >(6 mm) G= do –2b= A=C+2E =1230 C=B+2R = 1182 N=0,5(do-di)= 12 doJ /di J = [(γ-Pm)/ (γ-P(m+1))]0,5=1,019; doJ =1156 CALCULO PERNOS CALCULO A m1=Wm 1/Sbd = 3353 m m2 Am2= Wm 2/ Sba = 1840 mm 2 2 H =π/4 G P= 513.939 N A m=( El Mayor de Am1 o A m2 ) A T B ( Sección Total de Pernos ) = 11880 mm2 DE H p =2 bπ G m P= 75.473 N W = 0,5 ( Am +Ab) S ba = 1.338.981 N PERNOS Wm 1= H + HP= 589.412 N AT b= 11880 mm2 debe de ser > Am= 3336 mm2 Wm 2= Hy= π bG γ = 323.458 N CALCULO BRIDA: CONDICION. CARGA EN Kg BRAZO EN cm MOMENTO EN mmxkg H D= π/4 B2 P= 490.595 N hD = 0,5(C-B) = 32 MD =HD • hD = 15.699.040 OPERACIÓN HG =Wm1 –H= 75.473 N HG = 0,5 (C-G)= 19 Mp = HP • hP= 1.433.987 HT = H- HD= 23.344 N h’T =0,5(hD +hG )=25,5 MT = Hr • hT = 595.272 Mo=ΣM = 17.728.299 Mo= 25.440.639 mmxN ASIENTO DE W = 0,5(Am+Ab)Sba= 1.338.981 EN ASIENTO Ma = W hG Ma = 25.440.639 mmN JUNTA Ma = W hG SR=SH=0 K=A/B=1,k=A/B= 1230/ 1118= 1,1 Y=1/(K-1){0,66845+[ 5,76169(K2logK) /(K2-1)]} ST = Y x(M)/t2B= 2 Y= 20,31 S R= < S f o = 178,5 N/ mm S H= < 1,5 S f o = 267,75 n / mm2 t=[YMo /BSfo)]0,5= 52,88 mm 2 S T= < S f o = 178,5 N/ mm t=[YMa /BSfo)]0,5= 2 0,5( S H + S R ) = < S f o = 178,5 N/ mm t(Adoptado)= 55 mm 0,5( S H + S T ) = < S f o = 178,5 N/ mm2

ASME

234 BR.19- EJEMPLO 2- BRIDA INTEGRAL WN: ∅ = 33”=838 mm

JUNTA

DATOS DE DISEÑO P = Pres. Diseño = 0,4 N /mm2 Temp. Diseño ºC= 300º=572ºF Material Brida A-105 = N= 10 mm S f o = Ten.Adm. a T.D=123 N/mm2 bo= N/2= 5mm S f a = Ten.Adm. a T.D=123 N/mm2 Materia Pernos A-193 Gr B7 CALIDAD: S b a = S b o = Ten.Adm. a T.A =175,8 N/mm2 m=4 Nº Pernos=28 Ab1=680mm 2 d a g u=d B+1/8” Ab1= 1,054in 2 da g u =32 m m γ=25 N/mm2 dB=35mm d a g u=d B+1/8” dB=1 3/8” da g u =38 m m Si bo <0,25” (6 mm) b=bo ATB= 19.040 mm 2 Si bo>0,25”(6 mm ) ho= [Bgo ]0,5= 81,87 mm b=2,5(b o)0,5 =

A= 1036

B=838mm

C=966 mm

G=916 mm

t=58mm

E= 35

R= 48

d 0 J=926

d i J=906

go=tn=8 mm

g1= 16mm A=C+2E = 1074 mm

C=B+2(g1+R)= 1004 mm

Si bo ≤ 6 m el valor de b=b o =5

ho=

Bg o =81,88

y G= 0,5 (do + di)=

Si bo > 6 mm el valor de b =2,5 b o = 2,5

10 = 7,9

0,5

doJ /di J = [(γ-Pm)/ (γ-P(m+1))] =1,0086; doJ =926 CALCULO DE PERNOS FUERZAS H P =2 π b G m P= 46.043 N EN H = π G2 P/4 = 263.464 N OPERACION Wm 1= H P + H = 309.507 N ASIENTO W m 2= π b G γ = 359.712 N CALCULO BRIDA CONDICION. CARGA HD = πB2P/4 = 220.505 N OPERACIÓN HG = W M 1- H= 46.043 N HT = H-HD = 42.959 N W= Wm1 = ASIENTO DE H G = W = 0,5(Am+Ab)Sba= JUNTA W= 1.853.459 CÁLCULO DE ESFUERZOS (OPERACIÓN) SH = f Mo/(Lg12 B) =121,3 <1,5Sa=1,5x123=184 SR = β Mo/(Lt2B) = 16,34 < Sfa = 123 ST = Y Mo/t2B -Z •SR = 74,43 < Sfa= 0,5 (SH+SR) = 68,82 < Sfa= 123 0,5 (SH+Sr) = 97,86 < Sfa= 123 Bri.Int. d= (U/V)xho go2= 213805 Bri.Los. d= (U/VL)xho go2= g1= 2go si go ≤1,5in; g1= 1,5go si go>1,5in; *

y G= do J –2b= 926-15,8=910 mm

y d i J=902

N=0,5(do-di)= 10 mm

A m ( El Mayor de Wm 1/S b o= 1760 mm2 AT b ( Sección Total de Pernos ) = 19040 W = 0,5 ( Am +AT b) S ba = 1.853.459 N Ab debe de ser > Am BRAZO hD = R+0,5 g1 = 56 hG = 0,5 (C-G) = 25 hT = 0,5 (R+g1+hG) = 44,5 EN OPERACIÓN Mo=Σ M EN ASIENTO Ma = W hG CONSTANTES DE FORMA K = A/B =1,236 h/ho=0,56 T= 1,82 V=0,25 Z= 4,79 V L= Y= 9,29 f= 1 U = 10,20 F=0,82 g1/g0 =2 FL=

o W m 2 / S ba =2046mm2

MOMENTO MD = HD • hD MG = HG • hG MT = Hr • hT Mo = ΣM Ma =W hG

= 12.348.280 = 1.151.075 = 1.911.676 = 15.411.031 = 46.336.485

α=te+1=1,58 β=1,33te+1=1,77 γ= α/T= 0,87 δ= t3/d =0,91 L=γ+δ= 1,78 Bri.Int e=F/ho=0,01 Bri.Los. e=FL /ho=

SE CUMPLEN LAS DIMENSINES Y ESPESOR SUPUESTOS

ASME

235 BR-20.-TAPA DE FONDO DEL DISTRIBUIDOR (CV).

FONDO PLANO.

MARCA:

DATOS DE DISEÑO P = Pres. Diseño = 0,0703 Kg/mm2 =0,703N/mm2=703 KPa Temp. Diseño ºC= 149 º= 300 ºF Corrosión Admis.= 3 mm Material Brida A-105 Sfo = Ten.Adm. a T.D= 14,06 Kg/mm2=140,6 N/mm2 Sfa = Ten.Adm. a T.A = 14,06 Kg/mm2= 140,6 N/mm2 Material Pernos A-193 GrB7 Sbo = Ten.Adm. a T.D= 17,58 Kg/mm2= 175,8 N/mm2=17580KPa Sba = Ten.Adm. a T.A =17,58 Kg/mm2= 175,8 N/mm2

ØA = ØC =

tj

tc r hG

N

EQUIPO:

ØG =

m=3,75

DETALLE DE

da g u j=25

Ab1=272,42mm2

DETALLE DE

N=12

JUNTA A=631 B=

b=N/2=6 AT b=6538 mm2 γ=67,5 N/mm2 PERNOS. M-22 N°=24 C=589 G=549 Si bo < 6 mm b=bo= 6 doJ= 561 diJ= 537 Si bo > 6 mm b=2,5 b o =

Calculo de G

Si bo ≤6 mm G= 0,5 (do + di)= 547 ;Si bo > 0,25 G= do –2b= A=C+2E = Min.Ancho de Junta N=ATBSba/2πγG= N=0,5(do-di)= do/di = [(γ-Pm)/ (γ-p(m+1))]0,5 =1,0546; d oJ = 1,0546x537 = 540 mm Minimo COMPROBACION ANCHURA JUNTA (solo para R.F.) Nmin= CALCULO PERNOS H P =2 π b G m P= 54.562 N OPERACION ASIENTO

H = π G2 P/4 = 166.329 N Wm 1= H P + H = 220.891 N W m 2= π b G γ .= 698.517 N

A bSa = 2 π γG

A m ( El Mayor de Wm 1/S b o= 1256 mm2 o W m 2 / S ba = 3973 AT b ( Sección Total de Pernos ) = 6538N W = 0,5 ( Am +AT b) S ba = 0,5(6538+3973)175,8= 923.829N Ab= 6538 debe de ser > Am= 3973

CALCULO DEL ESPESOR DE LA TAPA EN EL CENTRO DE LA TAPA OPERACIÓN ASME UG-34

ASIENTO ASME UG-34 OPERACION

CP 1,9 W hG T=d + = SfoE SfaE d3

r= ranura en mm=5 d= G= 549 Ver Fig UG-34) hG= 0,5 ( C-G ) = 20 C= 0,3 (Ver Fig UG-34 )

E= eficiencia de soldadura=1 EN LA ZONA DE JUNTA

W= Wm1 En operación= 220.891 W= 0,5(Am+Ab)Sa=En Asiento=923.829 N

T=d

T=549 ASIENTO T = 547 TEMA RCB-9-21

1,9 W hG = SfaE d3

0,3x0,703 1,9x 220.891 x 20 + = 549 0,0015 + 0,000361 =549x0,0431=23,66 mm 140,6 x 1 140,6x1x549 3 1,9x923.829 x 20 140,6 x 1 x549 3

=549 x 0,0388= 21,32 mm

27,78x10 0,0435 G4P + 0,5 G SbAbhG T= 3 = 3 EY

8

+ 63,1x10 8

157,2x103

=38,66 mm +3 corr+5 ran =47 mm

Y =flecha máxima en el centro de la chapa= 0,8 mm para D< 24” E=Modulo de Elasticidad en KPa=196,5x106 Kpa=196,5x 10 3 N/mm2

ASME

236 BR-21- BRIDA DE ANILLO- CABEZA FLOTANTE (FF)

DETALLE CARA DATOS DE DISEÑO P = Pres. Diseño = 0,0703 Kg/mm2 =0,703N/mm2 Temp. Diseño ºC= 149 º= 300 ºF A Corrosión Admis.= 3 mm Material Brida A-105 N = 10 Sfo = Ten.Adm. a T.D= 14,06 Kg/mm2=140,6 N/mm2 Sfa = Ten.Adm. a T.A = Kg/mm2= Material Pernos A-193 GrB7 Sbo = Ten.Adm. a T.D= 17,58 Kg/mm2= 175,8 N/mm2 CALIDAD: Sba = Ten.Adm. a T.A =17,58 Kg/mm2= 175,8 N/mm2 m=3,75 2N=20 Nº Pernos=20 dB=22 mm Ø=22 dB= γ= 6,75 Kg/mm2 N=10 Ab1=272,42mm 2 dagu=dB+1/8” γ= 67,5 N/mm2 bo= N/2=5 Ab1= in 2 dagu = 26 mm Si bo ≤ =6 mm b=bo =5 ATB= 20 x272,42= 5448 mm2 0,5 Si bo >6 mm b=0,5(bo) = A=571 mm B=464mm C=519 mm G=480 mm g1= E=26 mm Rf =27,5 mm doJ= 490 diJ=470 mm go=tn= mm Para defir G ver Ape.2 (3 ) Si b ≤ 6 mm G= 0,5 (do + di)=480 mm Si bo > 6mm G= do- 2b= A=C+2E =571 N=0,5(do-di)=10 doJ /di J = [(γ-Pm)/ (γ-p(m+1))]0,5=1,011; Minimo doJ = 476 mm CALCULO PERNOS CALCULO Am1= Wm 1/Sbd = 949 mm2 Am2= Wm 2/ Sba = 2895 mm 2 A m=El Mayor de Am1 o A m2 ;=2895 mm2 Hp =2 bπ G m P= 39.754 N 2 DE H =π/4 G P= 127.147 N A b ( Sección Total de Pernos ) = 5448 mm2 W=0,5 ( Am +Ab) S ba=0,5(2895+5448)175,8= 733.350 N PERNOS Wm 1= H + HP= 166.901 N AT b= 5448 mm2 debe de ser > Am=2871 mm2 Wm 2= Hy= π bG γ = 508.938 N CALCULO BRIDA: CONDICION. CARGA EN N BRAZO EN mm MOMENTO EN mmxN H D= π/4 B2 P= 118.812 N hD = 0,5(C-B) = 27,5 MD =HD • hD = 3.267.330 OPERACIÓN HG =Wm1 –H= 39.754 N HG = 0,5 (C-G)= 19,5 Mp = HP • hP= 775.203 HT = H- HD= 8335 N h’T =0,5(hD +hG )= 23,5 MT = Hr • hT = 195.872 = 4.238.405 Mo=ΣM ASIENTODE JUNTA

W = 0,5(Am+Ab)Sba= 733.350N

EN ASIENTO Ma = W hG Ma = W hG=

Ma = 14.300.325

mmkg

K=A/B=1,k=A/B= 1,230

Y=1/(K-1){0,66845+[ 5,76169(K2logK) /(K2-1)]}

SR=SH=0 ST = Y x(M)/t2B= 140,6 N/mm2 ST=

< Sf o=

SH

=≤1,5 Sf o=

Y= 9,50

t=[YMo /BSfo)]0,5= 45,63 mm t=[YMa /BSfo)]0,5= t(Adoptado)= 69 mm

ESPACIO ENTRE PERNOS BOlt=πC/n=

BOlt. max= 2dB+ 6t/(m+0,5)=

VALIDAS LAS DIMENSIONES DE LA BRIDA

ASME

237 BR-22-CALCULO DE LA CABEZA FLOTANTANTE –TC

DATOS DE DISEÑO P=Pres. Diseño =0,703N/mm2 Temp. Diseño ºC= 149 º= 300 ºF Corrosión Admis.= 3 mm Material Brida A-105 Sfo = Ten.Adm. a T.D=140,6 N/mm2 Sfa = Ten.Adm. a T.A = 140,6 N/mm2= Material Pernos A-193 GrB7 Sbo = Ten.Adm. a T.D= 175,8 N/mm2 Sba = Ten.Adm. a T.A = 175,8 N/mm2

N= m= D extj =

Datos de junta b= γ= D I n t J=

Datos de pernos N= d a g u= A 1b= A T b=

Fuerzas y calculo de los pernos Hp =2 bπ G m P= 39.754 N H =π/4 G2 P= 127.147 N Wm 1= H + HP= 166.901 N Wm 2= Hy= π bG γ = 508.938 N Am1= Wm 1/Sbd = 949 mm2 Am2= Wm 2/ Sba = 2895 mm 2 Am( mayor de Am1o Am2)= W=0,5(Am +A T b)Sbo= 773.350 N

A=571 C=519

Datos geometricos B=464 G=480 B 464 β1=arc sen = =0,6600 2L + t 2x345 + 13

L=345 t=13 Adoptado β1=41,30º cot β1 =1,1382

Fuerzas en la brida

Brazos de las fuerzas

Momentos

hD = 0,5(C-B) = 27,5 HG = 0,5 (C-G)= 19,5 h’T =0,5(hD +hG )= 23,5

MD =HD • hD = 3.367.330 Mp = HP • hP= 775.203 MT = Hr • hT = 195.872 MD =H r • h r = -2.028.480

H D= π/4 B2 P= 118.812 N HG =Wm1 –H= 39.754 N HT = H- HD= 8335 N H r =HD / tan β1=135.232 N

h r= -15

Mo = MD+MG+MT ±M r=4.238.405-2.028.480

M r es(+) si el eje de la cabeza corta por debajodel C.de G.

Mo = 2.209.925 m x N

Es (-) si eje de la cabeza corta por arriba del C.de G

M a s i= Wx hG = 14.300.325

mmxN

M a s i= Wx hG = = 14. 300.325

mmxN

Se toma el mayor valor de los dos momentos Espesor requerido en la brida ( T )

F=

P B 4 L2 _ B 2 = 0,29 8 S f o (A - B)

260804 (107)

=1,384

J=(

M SB

)(

Espesor requerido en la cabeza ( t )

t=

5 P L 5x0,703x345 = =1,43 mm 6S 6x140,6 =

Adoptado t =13 mm

A +B 1035 )= (219,2)( ) =2.120 107 A -B

Espesor requerido en la Brida (T)

T= F+ T=

F2 + J

= 1,384+

1,384 2 + 2120 =1,384+46,06 =47,45 mm

T=47,45 +corr+rana=55,45 mm ;Adoptado T =69mm

ASME

238 BR.23- TABLA DE PERNOS

ASME

239 BR.23- TABLA DE PERNOS

ASME

240

BR.24.-GRAFICOS PARA EL CALCULO DE BRIDAS BRIDAS-1

ASME

241

BR.24.-GRAFICOS DE BRIDAS-2

ASME

242

BR.24.-GRAFICOS DE BRIDAS-3

ASME

243 25-TABLA CON CONSTANTES DE BRIDAS

ASME

244 25-TABLA CON CONSTANTES DE BRIDAS

ASME

245 26- TABLAS DE BRIDAS

ASME

246

ASME

247 27-.PLANTILA PARA EL CALCULO DE UNA BRIDA DE ANILLO. BRIDA DE ANILLO: ∅= PRESION INTERIOR P= Kg/cm2:

DETALLE CARA DATOS DE DISEÑO P = Pres. Diseño = Kg/mm2 = psi Temp. Diseño ºC= º= ºF A Corrosión Admis. = Material Brida A-105 N= Sfo = Ten.Adm. a T.D= Kg/mm2= psi Sfa = Ten.Adm. a T.A = Kg/mm2= psi Material Pernos A-193 GrB7 Sbo = Ten.Adm. a T.D= Kg/mm2= psi CALIDAD: Sba = Ten.Adm. a T.A = Kg/mm2= psi m= Nº Pernos= dB= mm dB= γ= psi Ab1= mm 2 bo= N/2= dagu=dB+1/8” γ= Kg/mm2 2 A = in dagu = mm b1 2 2 Si bo<0,25; b=bo ATB= mm ATB= in Si bo>0,25 b=0,5(bo)0,5= A= B=33”=m C= G= g1== E= diJ= B doJ= go=tn= = mm Para defir G ver Ape.2 (3 ) Si b<0,25 in G= 0,5 (do + di)= ;Si bo > 0,25 G= do –2b= C=B+N = A=C+2E = N=0,5(do-di)= Si *g1 Am= mm2 AT b= Wm 2= Hy= π bG γ = kg CALCULO BRIDA: CONDICION. CARGA EN Kg BRAZO EN cm MOMENTO EN mmxkg H D= π/4 B2 P= Kg hD = 0,5(C-B) = MD =HD • hD = OPERACIÓN HG =Wm1 –H= Kg HG = 0,5 (C-G)= Mp = HP • hP= HT = H- HD= Kg h’T =0,25(hD +hG )= MT = Hr • hT = Mo=ΣM = Mo= mmxkg ASIENTO DE W = 0,5(Am+Ab)Sba= EN ASIENTO Ma = W hG Ma = mmkg JUNTA Ma = W hG

K=A/B=1,k=A/B=

Y=1/(K-1){0,66845+[ 5,76169(K2logK) /(K2-1)]}

SR=SH=0 ST = Y x(M)/t2B= ST= SH

Y=

psi < Sf o= =≤1,5 Sf o= psi

(Bri.Int.sin Tubo)

1,5Sf o=≤ SH= ≤2,5Sf oi(Br.In.con Tubo ) SR= ≤ Sfo= 0,5(SH+SR)=

t=[YMo /BSfo)]0,5= t=[YMa /BSfo)]0,5= t(Adoptado)=

( Bri.Int sin Tubo)Ape.2-7b

≤ Sfo=psi

ESPACIO ENTRE PERNOS BOlt=πC/n=

BOlt. max= 2dB+ 6t/(m+0,5)=

ASME

248 BR.28.-PLANTILLA PARA EL CALCULO DE UNA BRIDA CIEGA (BLIND).

FONDO PLANO.

MARCA:

DATOS DE DISEÑO Pres. de Diseño en Kg/mm2 = Temp de Diseño en ºC = Corrosión Admisible en mm MATERIAL FONDO Sfo= Ten Adm. a T. D.Kg/mm2= Sfa= Ten.Adm. a T.A .Kg/mm2 = MATERIAL PERNOS A-193 B7 Sb= Ten.Adm. a T.D. Kg/mm2= Sa= Ten.Adm. a T.A .Kg/mm2=

ØA = ØC =

tj

tc r hG

N

DETALLE DE

N=

JUNTA A= B=219

b=

EQUIPO:

ØG =

m=

DETALLE DE PERNOS G= do =

γ=

C= di=219

dB=

Ab1=

N°=

AT b=

Calculo de G Si b<0,25 in G= 0,5 (do + di)= ;Si bo > 0,25 G= do –2b= A=C+2E = Min.Ancho de Junta N=ATBSba/2πγG= do/di = [(γ-Pm)/ (γ-p(m+1))]0,5=

COMPROBACION ANCHURA JUNTA (solo para R.F.) Nmin= CALCULO PERNOS HP =2π bG mP = H =π G2 P/4 = OPERACION Wm1= HP+H = ASIENTO Wm2= π bG γ =

C=B= N=0,5(do-di)=

A bSa = 2 π γG

Am (El mayor de Wm1/Sb o Wm2/Sa ) Am= Ab= NºxAb1= 0,5(Am+Ab)=

CALCULO DEL ESPESOR DE LA TAPA

EN EL CENTRO DE LA TAPA OPERACIÓN ASME UG-34

tj = d

CP 1,9 W h G + = S fo E S fa E d 3

E= eficiencia de soldadura= EN LA ZONA DE JUNTA ASIENTO ASME UG-34

tj = d

1,9 W h G S fa E d 3

r= ranura en mm= d= (Ver Fig UG-34) hG= 0,5 ( C-G ) = Para valor de hG (Ver Ap 2 Tabla 2-6) C= (Ver Fig UG-34 ) W= Wm1 En operacion W= 0,5(Am+Ab)Sa=En Asiento

=

E= eficiencia de soldadura

ASME

249 BR-29 PLANTILLA PARA CALCULO DE UNA BRIDA INTEGRAL

JUNTA

DATOS DE DISEÑO P = Pres. Diseño = N /mm2 Temp. Diseño ºC= =ºF Material Brida = N= 1 mm S f o = Ten.Adm. a T.D= N/mm2 bo= N/2= mm S f a = Ten.Adm. a T.D= N/mm2 Materia Pernos CALIDAD: S b a = S b o = Ten.Adm. a T.A = N/mm2 m= Nº Pernos= Ab1=680mm 2 d a g u=d B+1/8” da g u = mm γ= N/mm2 dB= mm d a g u=d B+1/8” da g u =38 m m Si bo ≤6 mm b=bo ATB= mm 2 0,5 Si bo >6 mm ho= [Bgo ] = mm b=2,5(b o)0,5 =

A=

mm B=

mm

C=

mm

G=

mm

t=

mm g1= mm

E=

mm

A=C+2E =

R=

mm

mm

d 0 J=

mm

C=B+2(g1+R)=

Si bo ≤ 6 m el valor de b=b o =5

d i J=

mm

go=tn= mm

mm

ho=

Bg o =

y G= 0,5 (do + di)=

Si bo > 6 mm el valor de b =2,5 b o =

mm

0,5

doJ /di J = [(γ-Pm)/ (γ-P(m+1))] = doJ = CALCULO DE PERNOS FUERZAS H P =2 π b G m P= N EN H = π G2 P/4 = N OPERACION Wm 1= H P + H = N ASIENTO N W m 2= π b G γ = CALCULO BRIDA CONDICION. CARGA HD = πB2P/4 = N OPERACIÓN HG = W M 1- H= N HT = H-HD = N W= Wm1 = ASIENTO DE H G = W = 0,5(Am+Ab)Sba= JUNTA W= CÁLCULO DE ESFUERZOS (OPERACIÓN) SH = f Mo/(Lg12 B) = <1,5Sa= SR = β Mo/(Lt2B) = < Sfa = ST = Y Mo/t2B -Z •SR = < Sfa= 0,5 (SH+SR) = < Sfa= 0,5 (SH+Sr) = < Sfa= Bri.Int. d= (U/V)xho go2= Bri.Los. d= (U/VL)xho go2= g1= 2go si go ≤1,5in; g1= 1,5go si go>1,5in; *

y G= do J –2b= y d i J=

mm

N=0,5(do-di)= mm

A m ( El Mayor de Wm 1/S b o= mm2 o W m 2 / S ba = AT b ( Sección Total de Pernos ) = W = 0,5 ( Am +AT b) S ba = N Ab debe de ser > Am BRAZO hD = R+0,5 g1 = hG = 0,5 (C-G) = hT = 0,5 (R+g1+hG) = EN OPERACIÓN Mo=Σ M EN ASIENTO Ma = W hG CONSTANTES DE FORMA K = A/B = h/ho= T= V= Z= V L= Y= f= 1 U= F=0 g1/g0 FL=

MOMENTO MD = HD • hD MG = HG • hG MT = Hr • hT Mo = ΣM Ma =W hG

= = = = =

α=te+1= β=1,33te+1= γ= α/T= δ= t3/d = L=γ+δ= Bri.Int e=F/ho= Bri.Los. e=FL /ho=

ASME

mm2

250 ANEXO AN.1.-MODULOS DE ELASTICIDAD

ASME

251 NOTES: (1) Material Group A consists of the following carbon–molybdenum and manganese steels: C–1⁄4Mo Mn–1⁄2Mo–1⁄4Ni C–1⁄2Mo Mn–1⁄2Mo–1⁄2Ni Mn–1⁄4Mo Mn–1⁄2Ni–V Mn–1⁄2Mo Mn–V (2) Material Group B consists of the following Ni steels: 3⁄4Cr–1⁄2Ni–Cu 11⁄4Ni–1Cr–1⁄2Mo 3⁄4Cr–3⁄4Ni–Cu–Al 13⁄4Ni–3⁄4Cr–1⁄4Mo 1⁄2Ni–1⁄2Cr–1⁄4Mo–V 2Ni–11⁄2Cr–1⁄4Mo–V 1⁄2Ni–1⁄2Mo–V 2Ni–1Cu 3⁄4Ni–1⁄2Cr–1⁄2Mo–V 21⁄2Ni 3⁄4Ni–1⁄2Cu–Mo 23⁄4Ni–11⁄2Cr–1⁄2Mo–V 3⁄4Ni–1⁄2Mo–1⁄3Cr–V 31⁄2Ni 3⁄4Ni–1⁄2Mo–Cr–V 31⁄2Ni–13⁄4Cr–1⁄2Mo–V 3⁄4Ni–1Mo–3⁄4Cr 4Ni–11⁄2Cr–1⁄2Mo–V 1Ni–1⁄2Cr–1⁄2Mo (3) Material Group C consists of the following 1⁄2–2Cr steels: 1⁄2Cr–1⁄5Mo–V 1Cr–1⁄2Mo–V 1⁄2Cr–1⁄4Mo–Si 11⁄4Cr–1⁄2Mo 1⁄2Cr–1⁄2Mo 11⁄4Cr–1⁄2Mo–Si 1Cr–1⁄5Mo 13⁄4Cr–1⁄2Mo–Ti 1Cr–1⁄2Mo 2Cr–1⁄2Mo (4) Material Group D consists of the following 21⁄4–3Cr steels: 21⁄4Cr–1Mo 3Cr–1Mo (5) Material Group E consists of the following 5–9Cr steels: 5Cr–1⁄2Mo 7Cr–1⁄2Mo 5Cr–1⁄2Mo–Si 9Cr–Mo, including variations thereof 5Cr–1⁄2Mo–Ti (6) Material Group F consists of the following chromium steels: 12Cr–Al 15Cr 13Cr 17Cr 04 (7) Material Group G consists of the following austenitic steels: 16Cr–12Ni–2Mo 18Cr–10Ni–Ti 16Cr–12Ni–2Mo–N 18Cr–13Ni–3Mo 18Cr–3Ni–13Mn 18Cr–18Ni–2Si 18Cr–8Ni 20Cr–6Ni–9Mn 18Cr–8Ni–N 22Cr–13Ni–5Mn 18Cr–8Ni–S 23Cr–12Ni 18Cr–8Ni–Se 25Cr–20Ni 18Cr–10Ni–Cb (8) Also known as 13Cr–8Ni–2Mo, XM-13, or PH13-8Mo. (9) Also known as 15Cr–5Ni–3Mo, XM-12, or 15-5PH. (10) Also known as 15Cr–6Ni–Cu–Mo, Custom 450, or XM-25. Modulus values are for material aged at 900°F. (11) Also known as 17Cr–4Ni–4Cu, Grade 630, or 17-4PH. (12) Also known as 17Cr–7Ni–1Al, Grade 631, or 17-7PH. (13) Also known as 25Ni–15Cr–2Ti, Grade 660, or A-286 stainless steel.

ASME

252 AN.1.-MODULOS DE ELASTICIDAD

ASME

253 AN.2.- Datos de Pernos

ASME

254 AN-3 DATOS DE TUBOS

ASME

255 AN-4 DATOS DE BRIDAS

ASME

256 AN.5.-TENSIONES ADMISIBLES DE ACEROS AL CARBONO-ASTM

Material

Máxima tensión admisible del Material x103 en Psi Temperaturas en ºF

Material Grado Limite Carga -20 150 200 250 300 400 500 600 650 700 750 Elástico Rotura a x 103 x103 100 Psi Psi ºF 14,3 = = = = = = 13,8 13,3 SA-283 B 27 50

800

850

-

-

SA-283

C

30

55

15,7 15,7 15,7 15,7 15,7 15,7 15,7 15,3 14,8

SA-285

B

27

50

14,3

9,4

7,3

SA-285

C

30

55

15,7 15,7 15,7 15,7 15,7 15,7 15,7 15,3 14,8 14,3 13,0 10,8

8,7

SA-515

60

32

60

17,1 17,1 17,1 17,1 17,1 17,1 17,1 16,4 15,8 15,3 13,0 10,8

8,7

SA-515

65

35

65

18,6 18,6 18,6 18,6 18,6 18,6 18,6 17,9 17,3 16,7 13,9 11,4

8,7

SA-515

70

38

70

20,0 20,0 20,0 20,0 20,0 20,0 20,0 19,4 18,8 18,1 14,8 12,0

9.3

SA-516

55

30

55

15,7 15,7 15,7 15,7 15,7 15,7 15,7 15,3 14,8 14,3 13,0 10,8

8,7

SA-516

60

32

60

17,1 17,1 17,1 17,1 17,1 17,1 17,1 16,4 15,8 15,3 13,0 10,8

8,7

SA-516

65

35

65

18,6 18,6 18,6 18,6 18,6 18,6 18,6 17,9 17,3 16,7 13,9 11,4

8,7

SA-516

70

38

70

20,0 20,0 20,0 20,0 20,0 20,0 20,0 19,4 18,8 18,1 14,8 12,0

9.3

36

70

20,0 20,0 20,0 20,0 20,0 20,0 19,6 18,4 17,8 17,2 14,8 12,0

9.3

30

60

17,1 17,1 17,1 17,1 17,1 17,1 16,3 15,3 14,8 14,3 13,0 10,8

8,7

36

70

20,0 20,0 20,0 20,0 20,0 20,0 19,6 18,4 17,8 17,2 14,8 12,0

9.3

40

70

20,0 20,0 20,0 20,0 20,0 20,0 20,0 20,0 20,0 20,0 20,0 19,9 19,3

40

70

20,0 20,0 20,0 20,0 20,0 20,0 20,0 20,0 20,0 20,0 20,0 19,9 19,3

35

60

17,1 17,1 17,1 17,1 17,1 17,1 17,1 17,1 17,1 15,6 13,0 10,8

105

125

25,0 25,0 25,0 25,0 25,0 25,0 25,0 25,0 25,0 25,0 23,6 21,0 16,3

Forjado SA-105 Forjado 60 SA-181 Forjado 70 SA-181 Forjado F1 SA-182 Forjado F2 SA-182 Piping B SA-106 Bolt B7 SA-193 <2½”

=

=

=

=

=

=

13,8 13,3 12,5 11,0

8,7

ASME

257 AN.5.-TENSIONES ADMISIBLES DE ACEROS AL CARBONO-ASTM

Material Máxima tensión admisible del Material x103 en Psi Temperaturas en ºF Material Grado Limite Carga de900 950 1000 1050 1100 1150 1200 1250 1300 1350 1400 Elástico Rotura x103 3 x10 Psi Psi SA-283 B 27 50 SA-283

C

30

55

SA-285

B

27

50

5,0

SA-285

C

30

55

5,9

SA-515

60

32

60

5,9

4,2

2,5

SA-515

65

35

65

5,9

4,2

2,5

SA-515

70

38

70

6,7

4,2

2,5

SA-516

55

30

55

5,9

4,0

2,5

SA-516

60

32

60

5,9

4,2

2,5

SA-516

65

35

65

5,9

4,2

2,5

SA-516

70

38

70

6,7

4,2

2,5

36

70

6,7

4,2

2,5

30

60

5,9

4,2

2,5

36

70

6,7

4,2

2,5

40

70

13,7 8,2

4,8

40

70

18,6 9,2

5,9

35

60

5,9

4,2

2,5

105

125

12,5 8,5

4,5

Forjado SA-105 Forjado 60 SA-181 Forjado 70 SA-181 Forjado F1 SA-182 Forjado F2 SA-182 Piping B SA-106 Bolt B7 SA-193 <2½”

ASME

258 AN.6.-TENSIONES MÁXIMAS ADMISIBLES EN ACEROS ALEADOS(INOXIDABLES) ASTM Material Máxima tensión admisible del Material x103 en Psi

Temperaturas en ºF Material Grado

Limite Carga -20 150 200 250 300 400 500 600 650 700 750 800 850 Elástico Rotura a x 103 x103 100 Psi Psi ºF 16,7 16,7 16,7 16,7 16,7 15,7 14,8 14,0 13,7 13,5 13,2 12,9 12,7 25 70

SA-240

316L

SA-240

316

30

75

20,0 20,0 20,0 20,0 20,0 19,3 18,0 17,0 16,6 16,3 16,1 15,9 15,7

SA-240

304L

25

70

16,7 16,7 16,7 16,7 16,7 15,7 14,8 14,0 13,7 13,5 13,3 13,0 12,8

SA-240

316Ti

30

75

20,0 20,0 20,0 20,0 20,0 19,4 17,8 16,8 16,5 16,2 16,0 15,9 15,8

SA-240

304L

25

70

16,7 16,7 16,7 16,7 16,7 15,8 14,7 14,0 13,7 13,5 13,3 13,0 12,8

SA-240

317

30

75

20,0 20,0 20,0 20,0 20,0 19,3 18,0 17,0 16,6 16,3 16,1 15,9 15,7

SA-240

317L

30

75

20,0 20,0 20,0 20,0 19,6 18,9 17,7 16,9 16,5 16,2 15,8 15,5 15,2

SA-193

B8C 3/4”
85

110

21,2 21,2 21,2 21,2 21,2 21,2 21,2 21,2 21,2 21,2 21,2 19,5 15,6

Material

Máxima tensión admisible del Material x103 en Psi Temperaturas en ºF

Material Grado Limite Carga 900 950 1000 1050 1100 1150 1200 1250 1300 1350 1400 1450 1500 Elástico Rotura x 103 x103 Psi Psi SA-240 316L 25 70 SA-240

316

30

75

15,6 15,4 15,3 15,1 12,4

9,8

7,4

SA-240

304L

25

70

11,9 9,9

5,1

4,0

3,2

SA-240 316Ti

25

70

15,7 15,5 15,3 15,1 12,3

9,8

7,4

SA-240

304L

25

70

11,9 9,9

5,1

4,0

3,2

SA-240

317

30

75

15,6 15,4 15,3 15,1 12,4

9,8

7,4

SA-240

317L

30

75

SA-193

B6 t<4”

85

110

7,8

7,8

6,3

6,3

5,5

4,1

3,1

2,3

1,7

1,3

5,5

4,1

3,1

2,1

1,7

1,3

5,5

4,1

3,1

2,3

1,7

1,3

12,0

El SA-193 tiene por limite un máximo de temperatura de 900ºF = 482ºC

ASME

259 AN-7 RATINGPARA BRIDAS

ASME

260 AN-7 RATING PARA BRIDAS

ASME


ASME


ASME


ASME


ASME

265

ASME

266

ASME

267

ASME

268

AN.7.-ABREVIATURAS DE ORGANIZACIONES ANSI: AMERICAM NATIONAL STANDARDS INSTITUTE (antes de 1966 American Standards Association ASA) API: AMERICAN PETROLEUM INSTITUTE ASME: THE AMERICAN SOCIETY OF MECHANICAL ENGINEERS ASTM: AMERICAN SOCIETY FOR TESTING AND MATERIALS AWS: AMERICAN WELDING SOCIETTY BSI: BRITISH STANDARS INSTITUTION CSA: CANADIAN STANDARDS ASSOCIATION

ASME

269

AN-8 DATOS PARA LA DETERMINACION DE LAS FUERZAS POR SISMO TABLAS PARA SISMO TABLA- S.1-A COEFICIENTE SISMICO C a Perfil COEFICIENTE SISMICO Z del Z=0,075 Z=0,15 Z=0,2 Z=0,3 Z=0,4 Suelo TIPO S A 0,08 0,12 0,16 0,24 0,32 Na S B 0,08 0,15 0,20 0,30 0,40 Na SC 0,09 0,18 0,24 0,33 0,40 Na S D 0,12 0,22 0,28 0,36 0,44 Na SE 0,19 0,30 0,34 0,36 0,36 Na SF Un análisis especifico debe realizarse en este sitio para determinar el coeficiente sísmico

TABLA –S.1-B COEFICIENTE SISMICO C v Perfil COEFICIENTE SISMICO Z del Z=0,075 Z=0,15 Z=0,2 Z=0,3 Z=0,4 Suelo TIPO SA 0,06 0,12 0,16 0,24 0,32 Na SB 0,08 0,15 0,20 0,30 0,40 Na SC 0,13 0,25 0,32 0,45 0,56 Na S D 0,16 0,32 0,40 0,54 0,64 Na SE 0,26 0,50 0,64 0,84 0,96 Na SF Un análisis especifico debe realizarse en este sitio para determinar el coeficiente sísmico

TABLA-S.1-C TIPOS DE PERFIL DEL SUELO Perfil del Suelo Nombre del Propiedades medias del suelo en la superficie del TIPO Perfil suelo a 30480 mm Descripción Velocidad de la Prueba de Resistencia al corte por Onda de Corte VS penetración m/s Standard N desecado ( NCH para Su suelos con KPa estratos cohesivos) 3,28 golpes / pulgada SA Roca Dura > 1500 S

B

S

C

S

D

S

E

S

F

Roca 760 a 1500 > 50 100 Suelo muy denso con roca floja 360 a 760 15 a 50 50 a 100 Perfil del SueloDuro 180 a 360 <15 < 50 Perfil del Suelo Flojo <180 Este tipo de suelos requieren especial consideración

ASME

270 En el tipo de Perfil del Suelo SE se incluye aquellos suelos con un perfil de mas de 3048 mm de arcilla blanda con índice de Plasticidad I P> 20, W m c≥ 40% y S u < 24 KPa:

Origen Sísmico Tipo A B C

Origen Sismico Tipo

A

B

C

TABLA –S.1-D FACTORES N v y N a (DISTANCIA DE PROXIMIDAD AL FOCO Distancia al Foco del origen del Sismo ≤ 2 km 5 km 10 km Nv Na Nv Na Nv Na 2,0 1,5 1,6 1,2 1,2 1,0 1,6 1,3 1,2 1,0 1,0 1,0 1,0 1,0 1,0 1,0 1,0 1,0

≥ 15 km Nv Na 1,0 1,0 1,0 1,0 1,0 1,0

TABLA-S.1-E TIPOS DE ORIGEN SISMICO Origen Sismico DEFINICION DE ORIGEN SISMICO Descripcion Momento Máximo Relación de M Deslizamiento SR Mm / Año Fallas que tengan M ≥ 7,0 SR ≥ 5 áreas de producir eventos de gran magnitud y que tengan una elevada actividad sísmica Todas las otras fallas distintas a las de A y M ≥ 7,0 SR<5 C M < 7,0 SR>2 SR<2 M ≥ 6,5

Fallas que no son capaces de producir grandes magnitudes sísmicas y que tengan un relativo bajo nivel de actividad sísmica

M < 6,5

SR ≤ 2

ASME

271 AN.7-AD-MERCKBLATT-B0-1

ASME

curso_diseño_recipientes a presion_ asme viii

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