UNE-EN_13458-2=2003

norma española

UNE-EN 13458-2

Mayo 2003

Recipientes criogénicos

TÍTULO

Recipientes estáticos aislados al vacío Parte 2: Diseño, fabricación, inspección y ensayos

Cryogenic vessels. Static vacuum insulated vessels. Part 2: Design, fabrication, inspection and testing. Récipients cryogéniques. Récipients fixes isolés sous vide. Partie 2: Conception, fabrication, inspection et essais.

CORRESPONDENCIA

Esta norma es la versión oficial, en español, de la Norma Europea EN 13458-2 de noviembre de 2002.

OBSERVACIONES

ANTECEDENTES

Esta norma ha sido elaborada por el comité técnico AEN/CTN 62 Bienes de Equipo Industriales y Equipos a Presión cuya Secretaría desempeña BEQUINOR.

Editada e impresa por AENOR Depósito legal: M 24207:2003

LAS OBSERVACIONES A ESTE DOCUMENTO HAN DE DIRIGIRSE A:

© AENOR 2003 Reproducción prohibida

C Génova, 6 28004 MADRID-España

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AENOR AUTORIZA EL USO DE ESTE DOCUMENTO A IVAN CLAVERO

Grupo 59

S


EN 13458-2

NORMA EUROPEA EUROPEAN STANDARD NORME EUROPÉENNE EUROPÄISCHE NORM

Noviembre 2002

ICS 23.020.40

Versión en español

Recipientes criogénicos Recipientes estáticos aislados al vacío Parte 2: Diseño, fabricación, inspección y ensayos

Cryogenic vessels. Static vacuum insulated vessels. Part 2: Design, fabrication, inspection and testing.

Récipients cryogéniques. Récipients fixes isolés sous vide. Partie 2: Conception, fabrication, inspection et essais.

Kryo-Behälter. Ortsfeste vakuum-isolierte Behälter. Teil 2: Bemessung, Herstellung und Prüfung.

Esta norma europea ha sido aprobada por CEN el 2002-08-12. Los miembros de CEN están sometidos al Reglamento Interior de CEN/CENELEC que define las condiciones dentro de las cuales debe adoptarse, sin modificación, la norma europea como norma nacional. Las correspondientes listas actualizadas y las referencias bibliográficas relativas a estas normas nacionales, pueden obtenerse en la Secretaría Central de CEN, o a través tr avés de sus miembros. Esta norma europea existe en tres versiones oficiales (alemán, francés e inglés). Una versión en otra lengua realizada bajo la responsabilidad de un miembro de CEN en su idioma nacional, y notificada a la Secretaría Central, tiene el mismo rango que aquéllas. Los miembros de CEN son los organismos nacionales de normalización de los países siguientes: Alemania, Austria, Bélgica, Dinamarca, España, Finlandia, Francia, Grecia, Irlanda, Islandia, Italia, Luxemburgo, Malta, Noruega, Países Bajos, Portugal, Reino Unido, República Checa, Suecia y Suiza.

CEN COMITÉ EUROPEO DE NORMALIZACIÓN European Committee for Standardization Comité Européen de Normalisation Europäisches Komitee für Normung SECRETARÍA CENTRAL: CENTRAL: Rue de Stassart, 36 B-1050 Bruxelles © 2002 Derechos de reproducción reservados a los Miembros de CEN.


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ÍNDICE

Página

ANTECEDENTES............................................................................................................................

5

1

OBJETO Y CAMPO DE APLICACIÓN ......................................................................

6

2

NORMAS PARA CONSULTA.......................................................................................

6

3

TÉRMINOS, DEFINICIONES Y SÍMBOLOS.............................................................

8

4

DISEÑO ............................................................................................................................

9

5

FABRICACIÓN ...............................................................................................................

53

6

INSPECCIÓN Y ENSAYOS...........................................................................................

60

ANEXO A (Normativo)

ANÁLISIS ELÁSTICO DE ESFUERZOS .....................................

67

ANEXO B (Normativo)

REQUISITOS ADICIONALES PARA EL ACERO AL 9% DE Ni.....................................................................................

76

ANEXO C (Informativo)

REFORZAMIENTO MEDIANTE PRESIÓN DE RECIPIENTES DE ACEROS INOXIDABLES AUSTENÍTICOS...............................................................................

78

ANEXO D (Normativo)

SISTEMAS PARA LIMITAR LA PRESIÓN ................................

90

ANEXO E (Normativo)

USO ADICIONAL DE LAS PROPIEDADES EN FRÍO DE LOS MATERIALES PARA RESISTIR CARGAS DE PRESIÓN ....................................................................................

91

ANEXO F (Informativo)

DETALLES ESPECÍFICOS DE LAS SOLDADURAS ................

94

ANEXO G (Normativo)

REQUISITOS ADICIONALES PARA FLUIDOS INFLAMABLES ...............................................................................

98

ANEXO H (Informativo)

REQUISITOS DISTINTOS DE LOS DE DISEÑO PARA FLUIDOS INFLAMABLES.................................................

99

ANEXO I (Normativo)

DISPOSITIVOS DEL ALIVIO DE PRESIÓN DE LA CAMISA EXTERIOR ......................................................... 100

ANEXO J (Informativo)

PROPIEDADES AUMENTADAS DEL MATERIAL PARA ACEROS INOXIDABLES AUSTENÍTICOS .................... 101

ANEXO K (Normativo)

MATERIALES BASE ...................................................................... 102

ANEXO L (Informativo)

OTROS MATERIALES................................................................... 103

ANEXO ZA (Informativo) CAPÍTULOS DE ESTA NORMA EUROPEA RELACIONADOS CON LOS REQUISITOS ESENCIALES U OTRAS DISPOSICIONES DE LAS DIRECTIVAS DE LA UE................................................. 104 BIBLIOGRAFÍA................................................................................................... ............................ 105


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ANTECEDENTES Esta Norma Europea (EN 13458-2:2002) ha sido elaborada por el Comité Técnico CEN/TC 268 Reci pientes criogénicos , cuya Secretaría desempeña AFNOR. Esta norma europea debe recibir el rango de norma nacional mediante la publicación de un texto idéntico a la misma o mediante ratificación antes de finales de mayo de 2003, y todas las normas nacionales técnicamente divergentes deben anularse antes de finales de mayo de 2003. Esta norma europea ha sido elaborada bajo un Mandato dirigido a CEN por la Comisión Europea y por la Asociación Europea de Libre Cambio, y sirve de apoyo a los requisitos esenciales de las Directivas europeas. La relación con las Directivas UE se recoge en el anexo informativo ZA, que forma parte integrante de esta norma. En esta norma europea, los anexos A, B, E, G, I y K son normativos y los anexos C, D, F, H y J son informativos. La Norma EN 13458 consta de las partes siguientes bajo el título general, Recipientes criogénicos. Recipientes estáticos aislados al vacío. − Parte 1: Requisitos fundamentales − Parte 2: Diseño, fabricación, inspección y ensayos − Parte 3: Requisitos de funcionamiento

De acuerdo con el Reglamento Interior de CEN/CENELEC, están obligados a adoptar esta norma europea los organismos de normalización de los siguientes países: Alemania, Austria, Bélgica, Dinamarca, España, Finlandia, Francia, Grecia, Irlanda, Islandia, Italia, Luxemburgo, Malta, Noruega, Países Bajos, Portugal, Reino Unido, República Checa, Suecia y Suiza.


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1 OBJETO Y CAMPO DE APLICACIÓN Esta norma europea especifica los requisitos para el diseño, fabricación, inspección y ensayos de grandes recipientes criogénicos estáticos aislados por vacío para una presión máxima admisible superior a 0,5 bar. Esta norma europea es aplicable a grandes recipientes criogénicos estáticos aislados por vacío para fluidos especificados en la Norma EN 13458-1 y no es aplicable a recipientes diseñados para fluidos tóxicos. Para recipientes criogénicos estáticos aislados por vacío diseñados para una presión máxima admisible no superior a 0,5 bar, se puede utilizar esta norma como una guía.

2 NORMAS PARA CONSULTA Esta norma europea incorpora disposiciones de otras publicaciones por su referencia, con o sin fecha. Estas referencias normativas se citan en los lugares apropiados del texto de la norma y se relacionan a continuación. Para las referencias con fecha, no son aplicables las revisiones o modificaciones posteriores de ninguna de las publicaciones. Para las referencias sin fecha, se aplica la edición en vigor del documento normativo al que se haga referencia (incluyendo sus modificaciones). EN 287-1 − Cualificación de soldadores. Soldeo por fusión. Par te 1: Aceros. EN 287-2 − Cualificación de soldadores. Soldeo por fusión. P arte 2: Aluminio y aleaciones de aluminio. EN 288-3:1992 − Especificación y cualificación de los procedimientos de soldeo para los materiales metálicos. Parte 3: Cualificación del procedimiento para el soldeo por arco de aceros. EN 288-4:1992 − Especificación y cualificación de los procedimientos de soldeo para los materiales metálicos. Parte 4: Cualificación del procedimiento para el soldeo por arco de aluminio y sus aleaciones. EN 288-8 − Especificación y cualificación de procedimientos de soldeo para los materiales metálicos. Parte 8: Cuali ficación mediante pruebas de soldeo anteriores a la producción. EN 473 − Ensayos no destructivos. Cualificación y certificación del personal que realiza ensayos no destructivos. Principios generales. EN 875:1995 − Ensayos destructivos de uniones soldadas en materiales metálicos. Ensayo de flexión por choque. Posición de la probeta, orientación de la entalla y examen. EN 895:1995 − Ensayos destructivos de uniones soldadas en materiales metálicos. Ensayo de tracción transversal. EN 910:1996 − Ensayos destructivos de soldaduras en materiales metálicos. Ensayos de doblado. EN 1252-1:1998 − Recipientes criogénicos. Materiales. Parte 1: Requisitos de tenacidad para temperaturas inferiores a -80 ºC. EN 1252-2 − Recipientes criogénicos. Materiales. Parte 2: Requisitos de tenacidad a temperaturas comprendidas entre -80 ºC y -20 ºC. EN 1418 − Personal de soldadura. Ensayos de cualificación de los operadores de soldeo para el soldeo por fusión y de los ajustadores de soldeo por resistencia para el soldeo automático y totalmente mecanizado de materiales metálicos. EN 1435 − Examen no destructivo de uniones soldadas. Examen radiográfico de uniones soldadas. EN 1626 − Recipientes criogénicos. Válvulas para trabajos criogénicos.


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EN 1797 − Recipientes criogénicos. Compatibilidad entre el gas y el material. EN 10028-4 − Productos planos de acero para recipientes a presión. Parte 4: Aceros aleados de níquel con propiedades especificadas a temperaturas bajas. EN 10028-7:2000 − Productos planos de acero para aplicaciones a presión. Parte 7: Aceros inoxidables. prEN 10216-5 − Tubos sin soldadura de acero para uso a presión. Condiciones técnicas de suministro. Parte 5: Tubos de acero inoxidable. prEN 10217-7 − Tubos soldados de acero para uso a presión. Condiciones técnicas de suministro. Parte 7: Tubos de acero inoxidable. EN 12300 − Recipientes criogénicos. Limpieza para el servicio criogénico. EN 13068-3 − Ensayos no destructivos. Ensayo por radioscopia. Parte 3: Principios generales del ensayo por radioscopia de materiales metálicos mediante rayos X y gamma. EN 13133 − Soldeo fuerte. Cualificación de soldadores de soldeo f uerte. EN 13134 − Soldeo fuerte. Cualificacion del procedimiento de soldeo fuerte. EN 13445-3 − Recipientes a presión no sometidos a la acción de la llama. Parte 3: Diseño. EN 13445-4 − Recipientes a presión no sometidos a la acción de la llama. Part e 4: Fabricación. EN 13458-1:2002 − Recipientes criogénicos. Recipientes estáticos aislados al vacío. Parte 1: Requisitos fundamentales. EN 13458-3 − Recipientes criogénicos. Recipientes estáticos aislados por vacío. Parte 3: Requisitos de funcionamiento. prEN 13648-1 − Recipientes criogénicos. Dispositivos de seguridad para protección contra la presión excesiva. Parte 1: Válvulas de seguridad para el servicio criogénico. prEN 13648-3 − Recipientes criogénicos. Dispositivos de seguridad para protección contra la presión excesiva . Parte 3: Determinación de la descarga requerida. Capacidad y dimensionamiento. prEN ISO 4126-2 − Dispositivos de seguridad contra la presión excesiva. Parte 2: Dispositivos de seguridad con disco de ruptura. (ISO/DIS 4126-2:1996). EN ISO 6520-1:1998 − Soldeo y procesos afines. Clasificación de las imperfecciones geométricas en las soldaduras de materiales metálicos. Parte 1: Soldeo por fusión. (ISO 6520-1:1998). ISO 1106-1 − Procedimiento recomendado para el examen radiográfico de uniones soldadas por fusión. Parte 1 Uniones a tope soldadas por fusión en chapas de acero de hasta 50 mm de espesor. SA-353/A353M − Especificación para chapas para recipientes a presión, acero aleado, 9 por ciento de níquel, doblemente normalizado y templado. SA-479/SA-479M − Especificación para barras y perfiles de acero inoxidable para uso en calderas y otros recipientes a presión. SA-522/SA-522M − Especificación para bridas, accesorios, válvulas y piezas de acero aleado al 8% y 9% de níquel, forjado o laminado, para servicio a baja temperatura.


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SA-553/SA-553M − Especificación para chapas de acero aleado al 8% y 9% de níquel, templado, para recipientes a presión.

3 TÉRMINOS, DEFINICIONES Y SÍMBOLOS 3.1 Términos y definiciones Para los fines de esta norma europea, se aplican los términos y definiciones siguientes.

3.1.1 recipiente estático: Unidad estacionaria capaz de recibir, almacenar (bajo presión) y dispensar fluidos criogénicos. El recipiente no está destinado a ser utilizado para el transporte de productos líquidos. 3.1.2 recipiente interior: El recipiente a presión propiamente dicho destinado a contener el fluido criogénico. 3.1.3 camisa exterior: Envolvente estanca al gas que contiene el recipiente interior y permite establecer un vacío. 3.1.4 soldeo automático: Soldeo en la cual los parámetros se controlan automáticamente Algunos de estos parámetros pueden ser ajustados hasta un cierto límite, bien manualmente o bien automáticamente, durante el soldeo, para mantener las condiciones de soldeo especificadas. 3.1.5 presión máxima admisible, p s: Presión máxima para la cual está diseñado el equipo, según lo especificado por el fabricante, definida en un punto especificado por el fabricante, siendo dicho punto el lugar de colocación de dispositivos de protección o limitación de la presión o la parte superior del equipo NOTA − ps es equivalente a PS usado en los artículos 1, apartado 2.3 de la DEP.

3.1.6 placa/tapón de liberación: Placa o tapón retenido únicamente por presión atmosférica que permite la liberación de un exceso de presión interna 3.1.7 dispositivo de disco de ruptura: Dispositivo de liberación de presión que no puede volver a cerrarse y que se rompe por efecto de una presión diferencial. Es el conjunto completo de componentes instalados incluido, cuando proceda, el soporte del disco de ruptura. 3.2 Símbolos NOTA − En toda esta norma europea, ps es equivalente a PS usado en el artículo 1, apartado 2.3 de la DEP y pT es equivalente a PT utilizado en el anexo 1 de la DEP.

Para los fines de esta norma europea, se aplican los símbolos siguientes. c

márgenes

mm

d i

diámetro de abertura

mm

d a

diámetro exterior de tubo o manguito

mm

f

lado corto de una placa rectangular o elíptica

mm

lb

longitud de pandeo

mm

n

número

p

presión de diseño según lo definido en los apartados 4.2.3.2 j) y 4.3.3.2

bar

pe

límites admisibles de presión externa por pandeo elástico

bar

pk

presión de reforzamiento

bar

p p

presión externa admisible limitada por deformación plástica

bar

−


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pT

prueba de presión [véase el apartado 4.2.3.2 g)]

bar

r

radio, por ejemplo radio interior del reborde de fondos cóncavos y conos

mm

s

espesor mínimo

mm

se

espesor real de la pared

mm

v

factor indicativo de la utilización de los esfuerzos de diseño admisibles en uniones o factor que permite debilitamientos

−

x

(zona de longitud de amortiguación) distancia a lo largo de la cual se supone que actúa el esfuerzo principal

mm

A

área

mm2

A5

alargamiento a la rotura

C

factores de diseño

D

diámetro de la envolvente

mm

Da

diámetro exterior, por ejemplo de una envolvente cilíndrica

mm

Di

diámetro interior, por ejemplo de una envolvente cilíndrica

mm

E

módulo de Young

I

momento de inercia de anillo de refuerzo

K

propiedad del material (véase el apartado 4.3.2.3.1)

K 20

véase el apartado 4.3.2.3.2

K t

véase el apartado 4.3.2.3.3

K diseño

un valor definido por el fabricante para un caso de diseño particular

R

radio de curvatura, por ejemplo, radio interior de la corona de un fondo cóncavo

S

factor de seguridad a la presión de diseño

−

S k

factor de seguridad contra pandeo elástico a la presión de diseño

−

S p

factor de seguridad contra deformación plástica a la presión de diseño

−

S T

factor de seguridad contra deformación plástica a la presión la de prueba de presión

−

Z

valor auxiliar

−

ν

relación de Poisson

−

u

ovalización

−

σ k

valor del esfuerzo de diseño

−

N/mm2 mm 4 N/mm 2

mm

N/mm2

4 DISEÑO 4.1 Opciones de diseño 4.1.1 Generalidades. El diseño se debe realizar de acuerdo con una de las opciones dadas en los apartados 4.1.2, 4.1.3 ó 4.1.4. En el caso del acero al 9% de Ni, se deben cumplirlos requisitos adicionales del anexo B.


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Para aceros al carbono y de baja aleación, se deben cumplir los requisitos de la Norma EN 1252-2. Cuando se considere un uso adicional de las propiedades en frío, se deben cumplir los requisitos del anexo E.

4.1.2 Diseño por cálculo. Se debe realizar el cálculo de todos los componentes sometidos presión y que soporten carga. El espesor de las partes sometidas a presión del recipiente interior y de la camisa exterior no debe ser inferior al exigido por el apartado 4.3. Puede ser necesario realizar cálculos adicionales para asegurar que el diseño es satisfactorio para las condiciones de funcionamiento, incluido un margen para cargas dinámicas (por ejemplo, sísmicas). 4.1.3 Diseño por cálculo cuando se adopta reforzamiento por aplicación de presión. La capacidad de soportar presión de los recipientes interiores fabricados de acero inoxidable austenítico, cuya resistencia se haya reforzado aplicando presión, se calculan de acuerdo con lo indicado en el anexo informativo C. 4.1.4 Diseño por cálculo suplementado con métodos experimentales. Cuando no sea posible realizar el diseño sólo mediante cálculo, pueden utilizarse medios experimentales planificados y controlados siempre que los resultados confirmen los factores de seguridad requeridos según el apartado 4.3. Un ejemplo sería la aplicación de galgas extensométricas para evaluar niveles de esfuerzos. 4.2 Requisitos de diseño comunes 4.2.1 Generalidades. Se aplican los requisitos de los apartados 4.2.2 a 4.2.8 a todos los recipientes, independientemente de la opción de diseño utilizada. En el caso de que aumente al menos uno de los parámetros siguientes:

− presión máxima admisible; − masa específica (densidad) del más denso de los gases para los cuales se haya diseñado al recipiente; − peso máximo de tara del recipiente interior; − longitud y/o diámetro nominal del recipiente interior; o, en el caso de cualquier cambio relativo:

− al tipo o grado del material (por ejemplo, de acero inoxidable a aluminio o cambio del grado del acero inoxidable); − a la forma fundamental; − a la disminución de las propiedades mecánicas mínimas del material que se esté utilizando; − a la modificación del diseño de un método de montaje que afecte a cualquier parte sometida a esfuerzos, especialmente en lo relacionado con los sistemas de apoyo entre el recipiente interior y la camisa exterior o el propio recipiente interior o el chasis protector, si existe; el programa de diseño inicial se debe repetir para tener en cuenta estas modificaciones.

4.2.2 Especificación de diseño. Para permitir la preparación del diseño, deber estar disponible la información siguiente: − presión máxima admisible; − fluidos que se pretende utilizar; − capacidad de líquido; − volumen recipiente interior; − configuración; − método de manipulación y manera de asegurarlo durante el tránsito y el montaje en el emplazamiento;


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− condiciones del emplazamiento, por ejemplo temperaturas ambientes, sísmicas, etc.; − velocidades de llenado y vaciado. Se debe preparar un documento de diseño bajo la forma de planos con texto, si procede, que debe contener la información indicada anteriormente, además de la siguiente en los casos que proceda:

− definición de los componentes diseñados por cálculo, por reforzamiento mediante aplicación de presión, por experimento y por experiencia en servicio satisfactoria; − planos con dimensiones y espesores de los componentes sometidos a carga; − especificación de todos los materiales sometidos a carga incluido grado, clase, estado de temple, ensayos, etc., se gún proceda; − tipo de certificados de ensayos de materiales; − posición y detalles de soldaduras y otras uniones, procedimientos de soldeo y de realización de otras uniones, materiales de aportación, materiales de unión, etc. según proceda; − cálculos para verificar el cumplimiento de esta norma; − programa de ensayos de diseño; − requisitos de los ensayos no destructivos; − requisitos de las pruebas de presión; − configuración de las tuberías incluidos tipo, tamaño y posición de todas las válvulas y dispositivos de liberación de presión; − detalles de los puntos de elevación y procedimientos de elevación; − cargas debidas al viento, sísmicas. 4.2.3 Cargas de diseño 4.2.3.1 Generalidades. Se considera que los recipientes estáticos no realizan un servicio cíclico y por tanto no es necesario normalmente realizar un análisis de fatiga. El recipiente criogénico estático debe ser capaz de soportar con seguridad las cargas térmicas y mecánicas que se apliquen durante el funcionamiento normal y la prueba de presión de acuerdo con lo especificado en los apartados 4.2.3.2 a 4.2.3.7.

4.2.3.2 Recipiente interior. Se debe considerar que las cargas siguientes actúan en las combinaciones especificadas en el apartado 4.2.3.2 j): a) presión durante el funcionamiento cuando el recipiente contiene producto criogénico líquido pc L = ps + p L + 1 bar

donde ps

es la presión máxima admisible (en bar);

p L

es la presión (en bar) ejercida por el peso del contenido de líquido cuando el recipiente está lleno hasta su capacidad nominal con 1) líquido en ebullición a la presión atmosférica o; 2) fluido criogénico en su triple punto equilibrio o a la temperatura del punto de fusión a la presión atmosférica.

p L

se puede despreciar si es inferior al 5% de ( ps + 1). De lo contrario, se debe utilizar la presión en exceso del 5% de ( ps + 1).


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b) presión durante el funcionamiento cuando el recipiente contenga sólo producto gaseoso a 20 ºC pCG = ps + 1 bar

c) reacciones en los puntos de apoyo del recipiente interior durante el funcionamiento cuando el recipiente contenga producto criogénico líquido. Las reacciones se deben determinar por el peso del recipiente interior, el peso del contenido máximo de líquido criogénico y las cargas sísmicas y debidas al vapor cuando proceda. En las cargas sísmicas se deben tener en cuenta todas las fuerzas ejercidas por el aislamiento sobre el recipiente; d) reacciones en los puntos de apoyo del recipiente interior durante el funcionamiento cuando el recipiente contenga sólo producto gaseoso a 20 ºC. Las reacciones se deben determinar por el peso del recipiente interior, su contenido y las cargas sísmicas cuando proceda. En las cargas sísmicas se deben tener en cuenta todas las fuerzas ejercidas por el aislamiento sobre el recipiente; e) cargas impuestas por las tuberías debidas al movimiento térmico diferencial del recipiente interior, las tuberías y la camisa exterior. Deben considerarse los casos siguientes:

− enfriamiento

(recipiente interior templado, tuberías frías);

− llenado y extracción

(recipiente interior frío, tuberías frías) y

− almacenamiento

(recipiente interior frío, tuberías templadas);

f) carga impuesta sobre el recipiente interior en sus puntos de apoyo y cuando se realice el enfriamiento desde la temperatura ambiente hasta la temperatura de funcionamiento; g) prueba de presión: el valor utilizado a efectos de diseño debe ser el mayor de los siguientes: pT = 1,43 ( ps + 1) o véase el apartado 6.5.1 o K 20 pT = 1,25 b ps + p L + 1g bar K diseño

capa para cada elemento del recipiente, por ejemplo, envolvente, virolas, fondos, etc. El valor de 1 bar se suma para tener en cuenta el vacío externo; h) cargas impuestas durante el tránsito y el montaje en el emplazamiento; i) carga impuesta por la presión en el espacio anular igual a la presión de tarado del dispositivo limitador de presión de la camisa exterior y a la presión atmosférica en el recipiente interior; j) el recipiente debe ser capaz de soportar las combinaciones de carga siguientes. La presión de diseño p es igual a la presión especificada en este documento en cada una de las combinaciones 1, 2 y 3: 1) funcionamiento a la presión de trabajo máxima admisible cuando el recipiente está lleno de líquido criogénico: a) + c) + e) + f); 2) funcionamiento a la presión de trabajo máxima admisible cuando recipiente está lleno con gas caliente: b) + d); 3) Presión de prueba: g); 4) Transporte y elevación: sin h); 5) Recipientes sometido a presión externa desarrollada en la camisa de vacío: i). Además, el recipiente interior debe ser capaz de contener el líquido de la prueba de presión sin que se produzca una deformación plástica importante.


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4.2.3.3

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Camisa exterior. Se debe considerar que las cargas siguientes actúan en combinación cuando proceda:

a) una presión externa de 1 bar; b) una presión interna igual a la presión de tarado del dispositivo de alivio de presión de la camisa exterior; c) carga impuesta por los sistemas de soporte de la camisa exterior teniendo en cuenta las condiciones del emplazamiento, por ejemplo, cargas sísmicas y debidas al viento, etc.; d) carga impuesta por las tuberías de acuerdo con lo definido en el apartado 4.2.3.2 e); e) carga impuesta en los puntos de apoyo del recipiente interior en la camisa exterior cuando el recipiente interior se enfría desde la temperatura ambiente hasta la temperatura de funcionamiento y durante el funcionamiento; f) cargas impuestas durante el tránsito y el montaje en el emplazamiento; g) cargas externas, como por ejemplo las sísmicas y debidas al viento y a otras condiciones del emplazamiento; h) masa bruta.

4.2.3.4 Soportes del recipiente interior. Los soportes del recipiente interior deben ser adecuados para las cargas definida en el apartado 4.2.3.2 c) más las cargas debidas a movimientos térmicos diferenciales. 4.2.3.5 Soportes de la camisa exterior. Los soportes de la camisa exterior deben ser adecuados para la carga definida en el apartado 4.2.3.3. 4.2.3.6 Puntos de elevación. Los puntos de elevación deben ser adecuados para elevar el recipiente criogénico estático estando vacío y cuando se eleve de acuerdo con el procedimiento especificado. 4.2.3.7 Tuberías y accesorios. Las tuberías, incluidas válvulas, accesorios y soportes, se deben diseñar para las cargas siguientes. Con la excepción de a), se debe considerar que las cargas actúan en combinación cuando proceda: a) presión de prueba: de acuerdo con el apartado 6.5.4; b) presión durante el funcionamiento: no inferior a la presión de tarado de los dispositivos de liberación de presión del sistema, por ejemplo, y presión de tarado del dispositivo térmico de liberación; c) cargas térmicas definidas en el apartado 4.2.3.2 e); d) cargas generadas durante la descarga de alivio de presión; e) una presión de diseño no inferior a la presión máxima admisible ps del recipiente interior más cualquier altura del líquido apropiada. Para las tuberías situadas dentro de la camisa de vacío se debe añadir 1 bar a ese valor.

4.2.4 Margen para corrosión. No es necesario adoptar ningún margen para corrosión en las superficies en contacto con el fluido de trabajo. No es necesario adoptar ningún margen para corrosión en otras superficies, siempre que estén debidamente protegidas contra la corrosión. 4.2.5 Aberturas de inspección. No serán necesarias aberturas de inspección ni en el recipiente interior ni en la camisa exterior, siempre que se cumplan los requisitos del proyecto de Norma prEN 13458-3. NOTA 1 − Debido a las combinaciones de materiales de construcción y fluidos de trabajo, no se puede producir corrosión interna. NOTA 2 − El recipiente interior está situado dentro de la camisa exterior en la que existe vacío y por tanto no se puede producir corrosión externa del recipiente interior. NOTA 3 − La eliminación de las aberturas de inspección también sirve de ayuda para mantener la integridad del vacío en el espacio entre el recipiente interior y la camisa exterior.


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4.2.6 Alivio de la presión 4.2.6.1 Generalidades. Los dispositivos de alivio de presión para el recipiente interior deben estar de acuerdo con el proyecto de Norma prEN 13648-1. Los dispositivos de alivio de presión para la camisa exterior deben estar de acuerdo con el anexo I.

4.2.6.2 Recipiente interior. El recipiente interior debe estar provisto de un sistema de alivio de presión para proteger el recipiente contra una presión excesiva. En el anexo D se muestran ejemplos de los sistemas utilizados actualmente. El sistema: − se debe diseñar de manera que sea adecuado para su objeto; − debe ser independiente de otras funciones, a menos que su función de seguridad no se vea afectada por tales funciones; − se debe limitar la presión en el recipiente al 110% de la presión máxima admisible en caso de una sobrepresión momentánea; − si falla lo debe hacer de forma segura; − debe contener dispositivos redundantes; − debe contener mecanismos de fallo de modo no común (diversidad). La capacidad del sistema de protección se debe establecer considerando todas las condiciones probables que puedan contribuir a que se produzca un exceso de presión interna. Por ejemplo: a) fuga de calor normal del recipiente; b) fuga de calor con pérdida de vacío; c) fallo en la posición abierta de la válvula de control de la presión de aportación; d) cualquier otra válvula en una línea que conecte una fuente de alta presión al recipiente interior; e) reciclado de cualquier combinación posible de bombas; f) gas de evaporación más líquido de la máxima capacidad de la instalación alimentados a un depósito que se encuentre a la temperatura de funcionamiento. El exceso de presión creado por cualquier combinación de las condiciones "a" a "f" debe limitarse a no más del 110% de la presión máxima admisible por un dispositivo como mínimo que se pueda volver a cerrar. La capacidad requerida para este dispositivo que pueda volverse a cerrar podrá calcularse de acuerdo con la el proyecto de Norma prEN 13648-3. NOTA − Cuando además haya instalado un dispositivo que no se pueda volver a cerrar y que quede abierto en caso de fallo, su presión de funcionamiento debería elegirse de tal manera que su capacidad para retener presión no se vea afectada por el funcionamiento del dispositivo no susceptible de volverse a cerrar al 110% de la presión máxima admisible que en ningún caso será superior a la presión de prueba máxima de resistencia del recipiente menos 1 bar. La capacidad requerida de cualquier dispositivo instalado por razones de redundancia, debería ser igual a la capacidad requerida del dispositivo primario.

Sólo se tendrá en consideración una situación de fuego externo si esto lo determina la ubicación del recipiente criogénico. Pueden instalarse válvulas de cierre o equivalentes aguas arriba de los dispositivos de alivio de presión, siempre que se instalen enclavamientos que aseguren que el recipiente tiene suficiente capacidad de liberación en todo momento.


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Las tuberías de sistemas de válvulas de alivio de presión se deben dimensionar de tal manera que las pérdidas de carga durante la descarga se tengan en cuenta en su totalidad, de manera que la presión en el recipiente no sea excesiva y la válvula no vuelva a cerrar inmediatamente, es decir, que la válvula no castañetee. La pérdida de carga máxima en la tubería hasta la válvula de alivio de presión no debería ser superior a la especificada en el proyecto de Norma prEN 13648-3.

4.2.6.3 Camisa exterior. Se debe instalar un dispositivo de alivio de presión en la camisa exterior. Este dispositivo se debe ajustar para que abra a una presión que impida el pandeo del recipiente interior y que en ningún caso es superior a 0,5 bar. La sección de descarga del dispositivo de liberación de presión no debe ser inferior a 0,34 mm 2 /l de capacidad del recipiente interior y en cualquier caso no será superior a 5 000 mm 2. 4.2.6.4 Tuberías. Todas las secciones de tuberías que contengan fluido criogénico y que puedan aislarse se deben proteger mediante una válvula limitadora de presión u otro dispositivo adecuado de alivio de presión. 4.2.7 Válvulas 4.2.7.1

Generalidades. Las válvulas deben cumplir lo dispuesto en la Norma EN 1626.

4.2.7.2 Válvulas de aislamiento. Para evitar cualquier derrame importante de líquido, se debe instalar un medio secundario de aislamiento en aquellas líneas que salgan de un punto situado por debajo de nivel del líquido y que tengan: − un diámetro interior superior a 9 mm con descarga a la atmósfera o; − diámetro interior superior a 50 mm y que forman parte de un sistema cerrado. Los medios secundarios de aislamiento pueden estar dentro de la instalación del usuario y deben estar provistos de un nivel de protección equivalente. Los medios secundarios de aislamiento, si existen, pueden conseguirse, por ejemplo, mediante la instalación de una válvula situada de tal manera que pueda funcionar con seguridad en caso de emergencia, una válvula automática que cierre en caso de fallo o una válvula de retención o tapa desmontable o fija en el extremo abierto del tubo.

4.2.8 Grado de llenado. Se deben instalar medios para asegurar que el recipiente no se llena por encima del 98% de su volumen total con el líquido en las condiciones de llenado. 4.3 Diseño por cálculo 4.3.1 Generalidades. Cuando el diseño se realice por cálculo de acuerdo con las condiciones del apartado 4.1.2, las dimensiones del recipiente interior y de la camisa exterior no deben ser inferiores a las determinadas de acuerdo con este apartado. 4.3.2 Recipiente interior 4.3.2.1 Generalidades. Se debe utilizar la información de los apartados 4.3.2.2 a 4.3.2.6 para determinar los espesores de las partes sometidas a presión, junto con las fórmulas de cálculo del apartado 4.3.6. 4.3.2.2

Cargas de diseño y esfuerzos admisibles

a) De acuerdo con el apartado 4.2.3.2 j) 1) Se deben adoptar propiedades del material determinadas de acuerdo con los apartados 4.3.2.3.2 ó 4.3.2.3.3 a discreción del fabricante del recipiente. b) De acuerdo con el apartado 4.2.3.2 j) 2), 3), 4) y 5) Se deben adoptar propiedades del material determinadas de acuerdo con el apartado 4.3.2.3.2.


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4.3.2.3

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Propiedades K del material

4.3.2.3.1 Generalidades. Las propiedades K del material a utilizar en los cálculos deben ser las siguientes: − para aceros inoxidables austeníticos y aluminio no aleado, resistencia a la tracción al 1% de alargamiento; − para todos los demás materiales el límite elástico y si es desconocida resistencia a la tracción al 0,2% de alargamiento. NOTA − Puede utilizarse el límite elástico superior.

4.3.2.3.2 K 20. K debe ser el valor mínimo a 20 ºC tomado de la norma del material (véase el anexo J). 4.3.2.3.3 K t. El valor admisible de K se debe determinar para el material a la temperatura de funcionamiento correspondiente a la temperatura de saturación a la presión máxima admisible del recipiente, del líquido criogénico contenido. Los valores de K y E se deben determinar a partir de la norma de material correspondiente (véase la Norma EN 10028-7:2000, anexo F para los aceros inoxidables austeníticos) o deben garantizarse por el fabricante del material. 4.3.2.4 Factores de seguridad S, ST , S p y S k . Los factores de seguridad son la relación entre la propiedad K del material y el esfuerzo máximo admisible. a) presión interna (presión que actúa sobre la superficie cóncava):

− para la presión máxima admisible del recipiente S = 1,5

− para la presión de prueba del recipiente S T = 1,05

b) presión externa (presión que actúa sobre la superficie convexa):

− cilindros y conos

S p = 1,6

S k = 3,0

− región esférica

S p = 2,4

S k = 3,0 + 0,002 R/s

− región del reborde

S p = 1,8

4.3.2.5 Factores de uniones soldadas v Para presión interna (presión sobre la superficie cóncava)

v = 0,85 o 1,0 (véase el capítulo 6, tabla 6).

Para presión externa (presión sobre la superficie convexa)

v = 1,0.

4.3.2.6

Márgenes c

c = 0

4.3.3 Camisa exterior 4.3.3.1 Generalidades. Para determinar los espesores de las partes sometidas a presión, se debe utilizar lo siguiente junto con las fórmulas de cálculo del apartado 4.3.6. 4.3.3.2 Presión de diseño p. La presión de diseño interna p debe ser igual a la presión de tarado del dispositivo de alivio de presión de la camisa exterior. La presión de diseño externa p debe ser de 1 bar.


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4.3.3.3 Propiedad K del material. La propiedad K del material que se utiliza en los cálculos es a 20 ºC el valor definido en el apartado 4.3.2.3. 4.3.3.4 Factores de seguridad S, S p y S k Presión interna (presión que actúa sobre la superficie cóncava) S = 1,1

Presión externa (presión que actúa sobre la superficie convexa):

− cilindros y conos

S p = 1,1

S k = 2,0*

− región esférica

S p = 1,6

S k = 2,0 + 0,0 014 R/s

− región del reborde

S p = 1,2

4.3.3.5 Factores de uniones soldadas v Para presión interna (presión que actúa sobre la superficie cóncava)

v = 0,7.

Para presión externa (presión que actúa sobre la superficie convexa)

v = 1,0.

4.3.3.6

Márgenes c. No se requiere ningún margen.

c = 0 NOTA − Las superficies exteriores deberían estar protegidas adecuadamente contra la corrosión.

4.3.4 Soportes y puntos de elevación. Los soportes y puntos de elevación se deben diseñar para las cargas definidas en el apartado 4.2, utilizando métodos de diseño estructural y factores de seguridad establecidos. Para el diseño del sistema de soporte del recipiente interior la temperatura y las propiedades mecánicas correspondientes a utilizarse pueden ser las del componente en cuestión cuando el recipiente interior esté lleno hasta su capacidad máxima con fluido criogénico.

4.3.5 Tuberías y accesorios. Las tuberías se deben diseñar para las cargas definidas en el apartado 4.2.3.7 utilizando métodos de diseño de tuberías y factores de seguridad establecidos. 4.3.6 Fórmulas de cálculo 4.3.6.1

Cilindros y esferas sometidos a presión interna (presión que actúa sobre la superficie cóncava)

4.3.6.1.1 Campo de aplicación. Cilindros y esferas para los cuales: Da /Di ≤ 1,2

4.3.6.1.2 Aberturas. Para el refuerzo de aberturas, véase el apartado 4.3.6.7.

*

Para diseños bien probados, es aceptable un factor de seguridad S k igual a 1,5 siempre que: D no sea superior a 2 300 mm; lb no sea superior a 10 200 mm; y el espacio anular esté aislado con perlita.


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4.3.6.1.3 Cálculo. El espesor mínimo requerido de la pared s es: − para cilindros s=

Da p +c 20b K S gv + p

(1)

s=

Da p +c 40b K S gv + p

(2)

− para esferas

4.3.6.2

Cilindros sometidos a presión externa (presión que actúa sobre la superficie convexa)

4.3.6.2.1 Campo de aplicación. Cilindros para los cuales: Da /Di < 1,2

4.3.6.2.2 Aberturas. Las aberturas se deben calcular de acuerdo con el apartado 4.3.6.7, utilizando para la presión de la fórmula un valor igual a la presión externa como si se aplicase internamente. 4.3.6.2.3 Cálculo. Se deben realizar cálculos para pandeo elástico y para deformación plástica. La presión más baja calculada pe o pp no debe ser inferior a la presión externa de diseño. NOTA 1 − La longitud de pandeo lb es la longitud del cilindro sin apoyar (véanse las figuras 1 y 2). Pueden utilizarse otras formas de sección de refuerzo. NOTA 2 − Para recipientes con fondos cóncavos, la longitud de pandeo se contará a partir de la unión del cilindro y la región del reborde correspondiente al fondo cóncavo (véase la figura 3).

4.3.6.2.4 Pandeo elástico. Los cálculos se realizan utilizando la fórmula siguiente:

R 3U 2 L O L O | E 20 s−c 80 2 − 1 + 2n − 1 − v P ⋅ s − c | M pe = n ⋅ + ⋅ S M D P V 2 S k | n 2 − 1 ⋅ 1 + n Z 2 2 Da 12 ⋅ e1 − v 2 j MN P 1 n Z + b g Q N a Q |W j b g Te

(3)

donde Z = 0,5 π Da /lb y n es un entero igual o superior a 2 y mayor que Z , determinado de tal manera que el valor para pe sea un mínimo. n indica el número de lóbulos producidos por el proceso de pandeo que pueden formarse en la circunferencia en caso de fallo. El número de lóbulos puede estimarse utilizando la ecuación aproximada siguiente: D 3 n = 1,63 ⋅ 4 2 a lb b s − c g

(4)

Para tubos y tuberías, los cálculos pueden realizarse utilizando la fórmula simplificada siguiente: 3

F s − c I E 20 pe = ⋅ ⋅ S k e1 − v 2 j GH Da J K

(5)

Si se especifica una presión de prueba superior a 1,25 p, se debe hacer una evaluación adicional para tener la seguridad de que el espesor de material adoptado no es inferior al determinado a la presión de prueba con un factor de seguridad de 0,74 S k.


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4.3.6.2.5 Deformación plástica Cuando Da /lb ! 5 p p =

20 K s − c ⋅ ⋅ S p Da

1 1,5 u b1 − 0,2 Da lb gDa 1+ 100 b s − cg

(6)

Cuando Da /lb > 5 la presión más alta obtenido utilizando las ecuaciones (7) y (8) no debe ser inferior a la presión externa de diseño. p p =

20 K s − c ⋅ S p Da

(7) 2

30 K F s − c I p p = S p GH lb J K

(8)

Si se especifica una presión de prueba superior a 1,25 p, se debe hacer una evaluación adicional para tener la seguridad de que el espesor de material adoptado no es inferior al determinado a la presión de prueba con un factor de seguridad de 0,74 S k.

4.3.6.2.6 Anillos de refuerzo. Además de los fondos, puede proporcionarse refuerzo bajo la forma de los ejemplos que se muestran en las figuras 1 y 2. Pueden utilizarse otras formas de refuerzo. Los anillos de refuerzo soldados a la envolvente deben cumplir las condiciones siguientes: 0124 , pDa3 I ≥ Da bs − c g 10 E

(9)

0,75 pDa Da bs − c g 10 K

(10)

A ≥

El momento de inercia I es respecto al eje neutro de la sección transversal de los elementos de refuerzo paralelos al eje de la envolvente (véase el eje x-x en las figuras 1 y 2). Los elementos de refuerzo estrechos y altos del tipo mostrado en la figura 1 pueden sufrir un pandeo importante. Si la altura del elemento es superior a 8 veces su anchura, se debe hacer un cálculo más exacto. Si los anillos de refuerzo se unen a la envolvente mediante soldaduras intermitentes, los cordones triangulares de soldadura en ambos lados deben cubrir como mínimo un tercio de la circunferencia de la envolvente y el número de discontinuidades de la soldadura debe ser como mínimo 2 n. El número de lóbulos de pandeo se obtiene según lo indicado en el apartado 4.3.6.2.4. Si se especifica una presión de prueba superior a 1,25 p, se debe hacer una evaluación adicional para tener la seguridad de que los valores adoptados para I y A no son inferiores a los determinados mediante las fórmulas (9) y (10) a una presión de 0,74 pT .

4.3.6.3 Esferas sometidas a presión externa (presión que actúa sobre la superficie convexa). Las envolventes esféricas sometidas a presión externa se deben evaluar de acuerdo con lo indicado en la parte apropiada del apartado 4.3.6.4.4.


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4.3.6.4 Fondos cóncavos sometidos a presión interna o externa 4.3.6.4.1 Campo de aplicación Fondos hemisféricos en los cuales Da /Di < 1,2 fondos torisféricos del 10 % en los cuales R = Da y r = 0,1 Da y fondos torisféricos de 2:1 en los cuales R = 0,8 Da y r = 0,154 Da En el caso de fondos torisféricos 0,001 ≤

bs − cg ≤ 0,1 Da

NOTA − Pueden utilizarse otras formas siempre que se realicen cálculos adecuados.

4.3.6.4.2 Brida recta. La longitud h1 de la brida recta (figura 4a) no debe ser inferior a − 3,5 s para fondos torisféricos del 10% − 3,0 s para fondos torisféricos de 2:1. La brida recta puede ser más corta siempre que en el caso de recipientes internos la unión circunferencial entre el fondo cóncavo y el cilindro se someta a ensayos no destructivos de acuerdo con lo requerido para un factor de la unión soldada de 1,0. NOTA − Podrán utilizarse otras configuraciones de brida/soldadura, siempre que se realicen cálculos adecuados.

4.3.6.4.3 Fondos intermedios. Pueden instalarse fondos intermedios, sin limitación de espesor, de acuerdo con la figura F.2. El diámetro interior del faldón del fondo se debe encajar sin holgura dentro de los fondos de las secciones adyacentes del cilindro. La soldadura a tope y la soldadura de cordón triangular se deben dimensionar adecuadamente para resistir conjuntamente cualquier presión importante, así como cargas mecánicas y térmicas. Esto se puede conseguir mediante un análisis de esfuerzos detallado y exacto y adoptando los criterios para esfuerzos admisibles del anexo A. Si sólo hay presentes esfuerzos debidos a presión, puede adoptarse un planteamiento simplificado dimensionando la soldadura a tope y la soldadura de cordón triangular para resistir a cortadura una carga equivalente a 1,5 veces la presión diferencial máxima a través del fondo multiplicada por la sección transversal de la envolvente. El esfuerzo de cortadura admisible en este caso simplificado no debería ser superior a K /3 si el área de la soldadura a tope sometida a cortadura es igual a la anchura de la raíz de la soldadura multiplicada por la longitud circunferencial de la soldadura y el área de la soldadura de cordón triangular es igual al espesor de la garganta multiplicado por la longitud circunferencial de la soldadura. Si los esfuerzos en la parte añadida se analizan a fondo y se evalúan de acuerdo con el anexo A, puede omitirse la soldadura de cordón triangular. En todos los demás casos, la soldadura de cordón triangular debe ser continua.

4.3.6.4.4 Cálculo de la presión interna (presión que actúa sobre la superficie cóncava) 4.3.6.4.4.1 Espesor de la corona y de la semiesfera. El espesor de la pared de la región de la corona de fondos cóncavos y de fondos hemisféricos se debe determinar de acuerdo con lo indicado en el apartado 4.3.6.1.3 para esferas con Da = 2 (R + s). Las aberturas dentro de la zona de la corona de 0,6 Da de fondos torisféricos (véase la figura 4b) y de fondos hemisféricos se deben reforzar de acuerdo con el apartado 4.3.6.7. Si se utilizan refuerzos del tipo de placa, el borde de la placa no se debe prolongar más allá de la zona de diámetro 0,8 Da para fondos torisféricos del 10% o de diámetro 0,7 Da para fondos torisféricos de 2:1.


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4.3.6.4.4.2 Espesor de los rebordes de los fondos torisféricos y espesor de las uniones de fondos hemisféricos a envolventes. El espesor requerido para la unión de la zona del reborde y el fondo hemisférico debe ser: s=

Da pβ +c K I F 40 H S K v

(11)

Para fondos hemisféricos se debe aplicar un valor de ! = 1,1 dentro de la distancia x desde la tangente a la línea de unión entre el fondo y el cilindro, donde x = 0,5 Rb s − c g !

se tomará de la figura 5 para fondos torisféricos del 10% y de la figura 6 para fondos torisféricos de 2:1 como bs − cg . Es necesario hacer iteraciones. una función de Da

Si las aberturas están fuera de la zona 0,6 Da, el espesor necesario se encuentra utilizando " de las figuras 5 y 6 y la d curva apropiada para el valor pertinente de i . Da El factor ! se obtiene de las curvas inferiores de las figuras 5 y 6, si no hay aberturas fuera del área 0,6 Da. Da es el diámetro del fondo como se muestra en las figuras 4 a) y 4 b).

4.3.6.4.4.3 Si un fondo cóncavo es el resultado de soldar componentes de reborde y corona, la unión se debe encontrar a una distancia x del reborde suficiente La distancia considerada como suficiente es como sigue, pero con un valor mínimo de 100 mm [véase la figura 4 c)]. − la corona y el reborde tienen espesores de pared distintos: x = 0,5 Rbs − c g

donde s es el espesor de pared requerido del reborde.

− la corona y el reborde tienen espesores de pared iguales: − para fondos torisféricos del 10 % x = 3,5 s; − para fondos torisféricos de 2:1

x = 3,0 s.

Puede utilizarse v = 1,0 si el alcance de las pruebas corresponde al especificado para un nivel de esfuerzos de diseño igual al nivel de esfuerzos de diseño admisibles o en el caso de fondos de una sola pieza. Puede utilizarse también v = 1,0 en el caso de fondos de cúpula soldados, exceptuados los fondos hemisféricos, independientemente del alcance de los ensayos, siempre que la soldadura corte la zona de la corona de diámetro 0,6 Da, (véanse las figuras 4 e) y 4 f) (lado izquierdo).

4.3.6.4.4.4 Si el ligamento en la línea de conexión entre aberturas adyacentes no está totalmente dentro de la zona de diámetro 0,6 Da, el ligamento no debe ser inferior a la mitad de la suma de los diámetros de las aberturas.


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4.3.6.4.5 Cálculos relativos a la presión externa (presión que actúa sobre la superficie convexa) Pandeo elástico La resistencia al pandeo elástico es adecuada cuando: p ≤ 3,66

E F s − c I 2 S k H R K

(12)

Si se especifica una presión de prueba superior a 1,25 p, el espesor adoptado para el material no debe ser inferior a: s = R⋅

0,2 PT ⋅ S k +c E

(13)

donde S k

es el factor de seguridad determinado de acuerdo con el párrafo 4.3.2.4 ó 4.3.3.4.

Deformación plástica y pandeo elástico La resistencia a la deformación plástica se debe determinar de acuerdo con el apartado 4.3.6.4.4 y utilizando el factor de seguridad Sp apropiado definido en los apartados 4.3.2.4 y 4.3.3.4. Si se especifica una presión de prueba superior a 1,25 p, se debe hacer una evaluación adicional para tener la seguridad de que el espesor de material adoptado no es inferior al determinado a la presión de prueba con un factor de seguridad de 0,74 S k.

4.3.6.5 Conos sometidos a presión interna o externa 4.3.6.5.1 Símbolos y unidades. Para los fines del apartado 4.3.6.5, se aplican los símbolos siguientes además de los indicados en el apartado 3.2: A

superficie del anillo de refuerzo

mm2

Da1

diámetro exterior del cilindro conectado (véase la figura 7)

mm

Da2

diámetro exterior del refuerzo efectivo (véase la figura 9)

mm

Dk

diámetro de diseño (véase la figura 7)

mm

Ds

diámetro de la envolvente en el manguito (véase la figura 8)

mm

I

momento de inercia respecto al eje paralelo a la envolvente

mm 4

l

longitud del cono entre refuerzos efectivos (véase la figura 9)

mm

sg

espesor requerido de la pared fuera de la zona de la esquina

mm

sl

espesor requerido de la pared dentro de la zona de la esquina

mm

xi

longitudes características (i = 1,2,3) para definir la zona de la esquina (véanse las figuras 7 a) y 7 b) y apartado 4.3.5.5.5)

mm

"

ángulo del cono

r

radio interior del reborde


º mm

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4.3.6.5.2 Campo de aplicación. Conos de acuerdo con la figura 7 donde: 0,001 ≤

sg c ≤ 0,1 Da1

y sc 0,001 ≤ 1 ≤ 0,1 Da1

Los fondos pequeños con un reborde se pueden evaluar y verificar con seguridad como un fondo pequeño con una unión de esquina. Para presión externa ϕ ≤ 70º Podrán utilizarse otros ángulos para los conos siempre que se realicen cálculos adecuados.

4.3.6.5.3 Aberturas. Las aberturas fuera de la zona de la esquina (figura 8) se deben diseñar de la manera siguiente: si ϕ < 70º se diseñan de acuerdo con el apartado 4.3.6.7 utilizando un diámetro de cilindro equivalente de: Di =

Ds + d i sin ϕ cos ϕ

(14)

si ϕ ≥ 70º se diseñan de acuerdo con el apartado 4.3.5.6.

4.3.6.5.4 Pruebas no destructivas. Todas las uniones de esquina se deben someter al examen requerido para un coeficiente de unión soldada v de 1,0. Véase la tabla 6 del capítulo 6. 4.3.6.5.5 Zona de esquina. La zona de esquina es aquella parte del cono donde los esfuerzos dominantes son esfuerzos de flexión en dirección longitudinal. La zona de esquina se define en las figuras 7a) y 7b) por x1, x2, x3 y se calcula a partir de las ecuaciones siguientes: x1 = Da1 bsl − c g x 2 = 0,7

Da1 bsl − c g cos ϕ

x3 = 0,5 x1

(15) (16) (17)

4.3.6.5.6 Cálculo de la presión interna (presión que actúa sobre la superficie cóncava) ϕ ϕ ≤ 70º a) dentro de la zona de esquina El espesor requerido de la pared (s 1) dentro de la zona de esquina se calcula de acuerdo con las figuras 10 a) a g) para el extremo grande y con la figura 10 h) para el extremo pequeño de un cono, utilizando las variables siguientes: ϕ ,

pS r , y 15 Kv Da1

Para una unión de esquina se utiliza la curva para

r = 0. Da1


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Para ángulos de conicidad intermedios se hace una interpolación lineal. El espesor de la pared en la zona de esquina sl, no debe ser inferior al espesor requerido sg fuera de la zona de esquina según lo calculado con la fórmula (18). b) fuera de la zona de esquina El espesor requerido de la pared s g fuera de la zona de esquina se calcula a partir de: sg =

Dk p 1 ⋅ +c K cos ϕ 20 v − p S

(18)

donde para el extremo grande, Dk = Da1 − 2 s1 + rb1 − cos ϕ g + x2 sin ϕ ; para el extremo pequeño, Dk es el diámetro máximo del cono, donde el espesor de la pared es sg.

4.3.6.5.7 Cálculo de la presión interna (presión que actúa sobre la superficie cóncava) ϕ ϕ > 70º Si r ≥ 0,01 Da1, el espesor requerido de la pared es: ϕ p sl = sg = 0,3 b Da l − r g ⋅ +c 90 10F k I v H S K

(19)

4.3.6.5.8 Cálculo de la presión externa (presión que actúa sobre la superficie convexa). La estabilidad contra el pandeo elástico y la deformación plástica se debe verificar utilizando el apartado 4.3. 6. 2 y un cilindro equivalente. Para el ejemplo que se muestra en la figura 9, el diámetro del cilindro equivalente entre el reborde y el refuerzo es: Da =

Da1 + Da2 2 cos ϕ

(20)

y la longitud del cilindro equivalente es: l=

Da1 − Da2 2sin ϕ

(21)

Dependiendo de las condiciones límite pertinentes, la longitud equivalente entre dos secciones de refuerzo efectivo se debe estimar con fiabilidad dentro del significado del apartado 4.3.6.2. Si " ≥ 10º, la zona de esquina de un extremo grande puede considerarse como un refuerzo efectivo. Para extremos pequeños, el espesor en la zona de esquina no debe ser inferior a 2,5 veces el espesor requerido de la envolvente cónica con el mismo ángulo ϕ  o si no debe ponerse un refuerzo que tenga las propiedades siguientes: l≥

pb Da1 g

4

F E I 960G J H S k K

tan ϕ

(22)

Si se especifica una presión de prueba superior a 1,25 p, se debe hacer una evaluación adicional para tener la seguridad de que el espesor de material adoptado de l no es inferior al determinado a la presión de prueba con un factor de seguridad de 0,74 S k.


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A ≥

pb Da1 g

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2

F K I 80G J H S p K

tan ϕ

(23)

Si se especifica una presión de prueba superior a 1,25 p, se debe hacer una evaluación adicional para tener la seguridad de que el espesor de material adoptado de A no es inferior al determinado a la presión de prueba con un factor de seguridad de 0,74 S p. S k (cilindro) es el factor de seguridad para evitar el pandeo elástico según los apartados 4.3.2.4 ó 4.3.3.4. S p (cilindro) es el factor de seguridad para evitar la deformación plástica según los apartados 4.3.2.4 ó 4.3.3.4. Da1 es el diámetro de acuerdo con la figura 7 b).

Se puede utilizar la envolvente a lo largo de una anchura de 0 ,5 Da1s1 para calcular el momento de inercia y la superficie. Además, la unión de esquina no debería considerarse como una condición límite clásica, es decir, la longitud total debería estar formada por la longitud meridional individual del cono y del cilindro. Por otra parte, el cono debe verificarse utilizando el apartado 4.3.6.5.6 y los factores de seguridad S p para cilindros según los apartados 4.3.2.4 ó 4.3.3.4. Si se especifica una presión de prueba superior a 1,25 p, se debe hacer una evaluación adicional para tener la seguridad de que el espesor de material adoptado de l no es inferior al determinado a la presión de prueba con un factor de seguridad de 0,74 S k. Para los cálculos de los espesores en la zona de esquina, v debe ser el valor aplicable para la presión interna.

4.3.6.6

Fondos planos

4.3.6.6.1 Símbolos y unidades. Para los fines del apartado 4.3.6.6, se aplican los símbolos siguientes además de los indicados en el apartado 3.2: − d 1, d 2, etc. diámetros de la aberturas en mm; − D1, D2, etc. diámetros de los fondos planos en mm. 4.3.6.6.2 Campo de aplicación. Fondos planos soldados o macizos para los cuales la relación de Poisson sea aproximadamente 0,3 y

bs − cg ≥ 4 0,0087 p D

E

y

bs − cg ≤ 1 D

3

4.3.6.6.3 Aberturas. Las aberturas se calculan de acuerdo con el apartado 4.3.6.6.4, pero con el factor C multiplicado por C A, obteniéndose C A de la figura 11. 4.3.6.6.4 Cálculo. El espesor mínimo requerido de la pared de un fondo plano circular es: s = CD1

0,1 pS +c K


(24)

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obteniéndose C y D1 de la figura 12. El espesor mínimo requerido de la pared de un fondo plano rectangular o elíptico es: s = CCE f

0,1 pS +c K

(25)

obteniéndose C E de la figura 13.

4.3.6.7

Aberturas en cilindros, esferas y conos

4.3.6.7.1 Símbolos y unidades. Para los fines del apartado 4.3.6.7, se aplican los símbolos siguientes, además de los indicados en el apartado 3.2: b

anchura de la placa, anillo o refuerzo de la envolvente

mm

h

espesor del refuerzo de placa

mm

l

ligamento (alma) entre dos manguitos

mm

l' s

longitud del refuerzo saliente del manguito hacia fuera

mm

m

longitud saliente del manguito

mm

s

longitud del refuerzo del manguito hacia adentro

mm

s A

espesor de pared requerido en el borde de la abertura

mm

sS

espesor de la pared del manguito

mm

t

en este contexto: distancia entre centros entre dos manguitos

mm

4.3.6.7.2 Campo de aplicación. Aberturas redondas y el refuerzo de aberturas redondas en cilindros, esferas y conos dentro de los límites siguientes: 0,002 ≤

bs − cg ≤ 0,1 Da

bs − cg < 0,002 es aceptable si Da

d i 1 ≤ . Da 3

Estas reglas sólo se aplican a conos si el espesor de la pared se determina en función del esfuerzo circunferencial. NOTA 1 − Las fuerzas y momentos externos adicionales no están cubiertos por este apartado y tendrán que tenerse en cuenta por separado cuando sea necesario. NOTA 2 − Estas reglas de diseño permiten deformaciones plásticas de hasta un 1% en zonas locales sometidas a altos esfuerzos durante la prueba de presión. Por tanto, las aberturas deberían diseñarse cuidadosamente para evitar cambios abruptos de la geometría.

Las reglas de diseño para manguitos no perpendiculares se deben basar en un manguito perpendicular, utilizando la dimensión del eje mayor de la elipse o se deben calcular de acuerdo con la Norma EN 13445-3.

4.3.6.7.3 Métodos de refuerzo. Las aberturas se pueden reforzar utilizando para ello uno o más de los métodos siguientes que son típicos pero no exclusivos: − aumento del espesor de la envolvente, véanse las figuras 14 y 15; − colocación de un anillo de refuerzo superpuesto o insertado, véanse las figuras 16 y 17; − refuerzo de placa, véase la figura 18;


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− aumento del espesor del manguito, véanse las figuras 19 y 20; − refuerzo de placa y manguito, véase la figura 21. Si se utiliza un refuerzo de anillo o de placa en el recipiente interior, el espacio entre las dos soldaduras de cordón triangular se debe dejar en comunicación con el espacio intermedio bajo vacío.

4.3.6.7 4.3.6.7.4 .4 Diseño Diseño de aber abertur turas. as. La soldadura de cordón triangular en una placa de refuerzo debe tener un espesor de garganta mínimo igual a la mitad del espesor de la placa. El espesor pasante de una soldadura de cordón triangular de cada soldadura de manguito a envolvente no debe ser inferior al espesor requerido de la parte más delgada. Cuando la resistencia del material de refuerzo sea inferior a la resistencia del material de la envolvente, se debe dejar un margen de acuerdo con el apartado 4.3.6.7.5 en los cálculos de diseño. Si la resistencia del material de refuerzo es superior a la resistencia del material de la envolvente no se permite utilizar ningún margen considerando la mayor resistencia.

4.3.6 4.3.6.7 .7.5 .5 Cálc Cálcul ulo. o. Cuando la propiedad K del material de refuerzo sea inferior a la de la envolvente, la sección transversal de refuerzo de placa y el espesor del refuerzo del manguito se deben reducir multiplicándolos por la relación de los valores de K . En el caso de una envolvente sometida únicamente a presión interna, con una fila de manguitos unidos a la envolvente mediante soldaduras de plena penetración, no es necesario calcular los refuerzos individuales necesarios para cada manguito. Sin embargo, el espesor de la envolvente para resistir la presión interna se debe calcular utilizando el valor del factor de debilitamiento de v A obtenido de la ecuación (34) o v si éste es menor. Las aberturas también se deben reforzar de acuerdo con la relación siguiente: p F A p 1 I K G Aσ + 2 J K ≤ ≤ S 10 H

(26)

que está basada en el equilibrio entre la zona sometida a presión A p y la sección transversal sometida a carga A# . El espesor de pared obtenido de esta relación no debe ser inferior al espesor de la envolvente sin perforar. La superficie sometida a presión A p y la sección transversal sometida a carga A# que es igual a A# 0 + A# 1 + A# 2 se obtiene de las figuras 22 a 25. La máxima extensión de la sección transversal sometida a carga no debe ser superior a b, de acuerdo con lo definido por la fórmula (28) para envolventes y ls estará de acuerdo con lo definido en las fórmulas (30) o (31) para manguitos, según proceda. La parte saliente de los manguitos l' s puede incluirse como sección transversal sometida a carga hasta una longitud máxima de: l' s = 0,5 ls

Se deben aplicar las restricciones indicadas en los apartados 4.3.6.7.7 y 4.3.6.7.8. Si las propiedades del material K 1, K 2, etc. del material de refuerzo son inferiores a las del material de la envolvente, las dimensiones deben cumplir lo siguiente:

F K − p I Aσ 0 + F K 1 − p I Aσ1 + F K 2 − p I Aσ 2 ≥ p A p H S 20 K H S 20 K H S 20 K 10


(27)

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- 28 -

4.3.6.7.6 4.3.6.7.6 Refuerzo Refuerzo de anillo anillo o de placa placa o aumento del del espesor espesor de la envolven envolvente. te. Si el espesor real de la pared del cilindro o esfera es inferior al espesor requerido s A en la abertura, ésta se considera adecuadamente reforzada si existe un espesor de pared sA alrededor de la abertura de cubriendo una anchura de: b=

b Di + s A − cg bs A − cg

(28)

con un mínimo de 3 s A (véanse las figuras 16, 17 y 18). A efectos de cálculo, s A se debe limitar a un valor no superior a 2 veces el espesor real de la l a pared. Preferiblemente, el espesor del refuerzo de placa de acuerdo con la figura 18 no debe ser superior al espesor real de la pared a la que se fije la placa. No se permite el uso de refuerzos de placa internos. La anchura del refuerzo de placa puede reducirse a b1, siempre que el espesor de la placa se aumente hasta h1 de acuerdo con: b1 ⋅ h1 ≥ b ⋅ h

(29)

y se respeten los límites indicados anteriormente.

4.3.6.7.7 4.3.6.7.7 Refuerzo Refuerzo mediante mediante aumento aumento del espesor espesor del del manguito. manguito. A efectos de cálculo, sS no debe ser superior a dos veces el espesor real de la pared. Preferiblemente, el espesor del manguito no debe ser superior a veces el espesor real de la envolvente. El espesor de la pared s A en la abertura debe cubrir una anchura b de acuerdo con la fórmula (28) con un valor mínimo de 3 veces s A. Los límites de refuerzo normal a la pared del recipiente son:

− para cilindros y conos, ls = 1,25 − para esferas, ls =

b di − ss − cgbss − c g

b di − ss − cgbss − cg

(30) (31)

La longitud ls puede reducirse a ls1 siempre que el espesor ss se aumente hasta ss1 de acuerdo con lo siguiente: ls1 ⋅ ss1 ≥ ls ⋅ ss

(32)

y se respeten los límites indicados anteriormente.

4.3.6.7.8 4.3.6.7.8 Refuerzo Refuerzo mediante mediante una combinación combinación de aumento de los espesores espesores de la envolvente envolvente y del manguito. Los espesores de la envolvente y del manguito pueden aumentarse de manera combinada para el refuerzo de aberturas (véase la figura 21) Para el cálculo del refuerzo se deben aplicar conjuntamente los apartados 4.3.6.7.6 y 4.3.6.7.7 El aumento del espesor de la envolvente puede conseguirse mediante un aumento real de dicho espesor o mediante la adición de una placa. 4.3.6.7 4.3.6.7.9 .9 Abertur Aberturas as múlti múltiple ples. s. Las aberturas múltiples se consideran como una abertura individual siempre que la distancia entre dos aberturas adyacentes, figuras 24 y 26, cumpla lo siguiente: l≥2

b Di + s A − cg bs A − cg


(33)

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Si el valor de l es inferior al requerido por la fórmula (33), se debe hacer una comprobación para determinar si la sección transversal entre aberturas es capaz de soportar la carga que actúe sobre ella. Se considera que existe un refuerzo adecuado si se cumple el requisito de la fórmula (26) o (27) según proceda. Cuando aberturas adyacentes en un cilindro estén dispuestas en una posición intermedia entre la dirección longitudinal y la dirección circunferencial, se debe aplicar el esquema de cálculo para la dirección longitudinal (ver la figura 24), tD pero la parte de la superficie sometida a presión correspondiente al cilindro sin perforar F i I podrá reducirse H 2 K 2 utilizando un factor de disposición = 0,5 (1 + cos "). Véase la figura 25 para determinar el ángulo ". Los manguitos unidos a la envolvente en línea mediante soldaduras de plena penetración y cuyo espesor de pared se haya calculado solamente para presión interna, pueden diseñarse con un factor de debilitamiento: v A =

bt − d i g t

(34)

Si los manguitos no están unidos mediante soldaduras de plena penetración, se debe utilizar Da en la fórmula (34).

4.3.7 4.3.7 Diseño Diseño median mediante te anális análisis. is. A menos que el diseño se haya validado mediante experimentación, puede ser necesario realizar otros cálculos además de los indicados en el apartado 4.3.6, para tener la seguridad de que los esfuerzos debidos a las cargas en funcionamiento se encontrarán dentro de límites aceptables. Se deben tener en cuenta todas las condiciones de carga esperadas durante el servicio (véase el apartado 4.2.3). En estos cálculos, las cargas estáticas se substituyen por cargas estáticas más din ámicas. En el análisis se deben tener en cuenta las grandes discontinuidades estructurales, pero no es necesario considerar concentraciones locales de esfuerzos. El anexo A incluye terminología y límites aceptables de esfuerzos cuando se realiza un análisis elástico de esf uerzos. Los métodos de cálculo aceptables incluyen:

− elementos finitos; − diferencias finitas; − elementos límite; − libros de texto reconocidos, documentos publicados, reglamentos y normas.

Fig. 1 − Anillos de refuerzo


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- 30 -

Fig. 2 − Refuerzos de perfiles

Fig. 3 − Fondos cóncavos


- 31 -

a) Fondo cóncavo sin perforar

b) Fondo cóncavo con manguito

c) Fondo con reborde y corona de espesores desiguales Fig. 4


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- 32 -

d) Soldadura fuera de 0,6 Da

e) Soldadura dentro de 0,6 Da

f) Fondo soldado formado por una placa circular y segmentos Fig. 4


- 33 -

Fig. 5 − Factores de diseño ! para fondos cóncavos torisféricos del 10%

Fig. 6 − Factores de diseño ! para fondos cóncavos torisféricos de 2:1


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- 34 -

a) Geometría de envolventes cónicas convergentes

b) Geometría de una envolvente cónica divergente Fig. 7


- 35 -

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Fig. 8 − Geometría de una abertura en un cono

Fig. 9 − Magnitudes geométricas en el caso de carga debida a presión externa


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- 36 -

Fig. 10 a) − Valor admisible para

pS

15 Kv

para cono convergente con un ángulo de abertura " = 10º


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Fig. 10 b) − Valor admisible para

pS

15 Kv

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Fig. 10 c) − Valor admisible para

pS

15 Kv



- 39 -

Fig. 10 d) − Valor admisible para

pS

15 Kv

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Fig. 10 e) − Valor admisible para

pS

15 Kv



- 41 -

Fig. 10 f) – Valor admisible para

pS

15 Kv

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- 42 -

Fig. 10 g) − Valor admisible para

pS

15 Kv



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Fig. 10 h) − Valor admisible para

pS

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para cono convergente (unión de esquina) 15 Kv con un ángulo de abertura " = 10º a 70º


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Leyenda 1 Factor de abertura C A 2 Relaciones d i/ Di y D / i f Tipo A d = diámetro interior de la abertura Di = diámetro de diseño f = lado menor de fondo elíptico

R 6 F d I i −1 |∑ Ai G J | H Di K C A = S i =61 | A F G d J I i −1 |∑ i H f K T i =1 A1 = 0,999 034 20 A2 = 1,980 626 00 A3 = 9,018 554 00 A4 = 18,632 830 00 A5 = 19,497 590 00 A6 = 7,612 568 00

Tipo B: d = diámetro interior de la abertura Di = diámetro de diseño f = lado menor de fondo elíptico

F d I U 0 < G J ≤ 0,8| H Di K | V F d I 0 < G J ≤ 0,8 || H f K W

R 6 F d I i −1 |∑ Ai G J | H Di K C A = S i =61 | A F G d J I i−1 |∑ i H f K T i =1

F d I ≤ 0,8U| H Di J K | V F d I 0 < G J ≤ 0,8 || H f K W 0
A1 = 1,001 003 44 A2 = 0,944 284 68 A3 = 4,312 102 00 A4 = 8,389 435 00 A5 = 9,206 283 84 A6 = 3,694 941 96

Fig. 11 − Factor de abertura CA para fondos planos y placas sin momento marginal adicional


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Tipo de diseño del fondo plano (sólo el principio) a) fondo plano

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1 radio del reborde: Da

más de 500 más de 1 400 más de 1 600 más de 1 900

b) fondo plano forjado o prensado

Factor de diseño C 0,30

Condiciones

hasta 500 hasta 1 400 hasta 1 600 hasta 1 900

r mín. 30 35 40 45 50

y r ≥ 1,3 s parte cilíndrica: h ≥ 3,5 × s 1 radio del reborde: s r ≥ , pero 8 mm como mínimo 3 2 parte cilíndrica: h ≥ s

0,35

c) fondo plano soldado a la envolvente desde espesor de la chapa: ambos lados s ≤ 3 s1 s > 3 s1

0,35 0,40

d) fondo soldado a la envolvente con soldadu- espesor de la chapa: ras a ambos lados de la envolvente s ! 3 s1 s > 3 s1

0,40 0,45

Sólo se pueden utilizar aceros pasivados. Cuando el material utilizado sea chapa, en una superficie igual como mínimo a 3 s1 en la zona de la soldadura no se debe observar en la chapa ninguna evidencia de discontinuidades.


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Tipo de diseño del fondo plano Condiciones (sólo el principio) e) fondo plano soldado a la envolvente sólo Espesor de la chapa: desde un lado s ! 3 s1 s > 3 s1

Fig. 12 − Factores de diseño para fondos planos y chapas circulares no arriostrados


Factor de diseño C 0,45 0,50

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Leyenda 1 Factor de diseño C e 2 Relación f/e Placas rectangulares f = lado corto de la placa rectangular e = lado largo de la placa rectangular

R 4 F f I i −1 ||∑ Ai H e K C e = S i =1 |1,562 |T A1 = 1,589 146 00 A2 = -0,239 349 90 A3 = -0,335 179 80 A4 = 0,085 211 76

Placas elípticas f = lado corto de la placa elíptica e = lado largo de la placa elíptica

U f 0,1 < F I ≤ 1,0| H e K | V f I F 0< ≤ 0,1 || H e K W

R| 4 F f I i −1 Ce = S∑ Ai |T i =1 H e K

U| f 0,43 < F I ≤ 1,0V H e K |

A1 = 1,489 146 00 A2 = -0,239 349 90 A3 = -0,335 179 80 A4 = 0,085 211 76

Fig. 13 − Factor de diseño C e para chapas planas rectangulares o elípticas


W

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Fig. 14 − Espesor aumentado de una envolvente cilíndrica

Fig. 15 − Espesor aumentado de una envolvente cónica

Fig. 16 − Anillo de refuerzo superpuesto

Fig. 17 − Anillo de refuerzo insertado

Fig. 18 − Refuerzo de placa


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Fig. 19 − Refuerzo de manguito

Fig. 20 − Abertura con cuello saliente


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Fig. 21 − Placa

Fig. 22 − Esquema de cálculo para envolventes cilíndricas


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Fig. 23 − Esquema de cálculo para envolventes esféricas

Fig. 24 − Esquema de cálculo para manguitos adyacentes en una esfera o en un cilindro en dirección longitudinal


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Leyenda 1 Dirección longitudinal 2 Dirección circunferencial

Fig. 25 − Aberturas entre las direcciones longitudinal y circunferencial

Fig. 26 − Esquema de cálculo para manguitos adyacentes en una esfera o en un cilindro en dirección circunferencial


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5 FABRICACIÓN 5.1 Generalidades 5.1.1 El fabricante o su subcontratista debe disponer de los equipos necesarios para asegurar la fabricación y ensayos de acuerdo con el diseño. 5.1.2 El fabricante debe mantener: − un sistema de correlación del material para piezas sometidas a presión utilizadas en la construcción del recipiente interior; − dimensiones de diseño con tolerancias especificadas; − la necesaria limpieza en el recipiente interior, asociada con las tuberías y otros equipos que puedan entrar en contacto con el fluido criogénico. 5.1.3 Los materiales base enumerados en el anexo K y especificados además con los requisitos adicionales dados en el cuerpo principal de esta norma europea. son adecuados y se pueden emplear para la fabricación de recipientes criogénicos de acuerdo con la Norma EN 13458. NOTA − Los materiales enumerados en el anexo L no se pueden utilizar sin aprobación europea de materiales para equipos a presión (EAMs) o evaluación particular de material (PMA).

5.2 Corte El corte del material de acuerdo con su tamaño y forma puede realizarse mediante corte térmico, mecanización, cizallamiento en frío u otro método apropiado. El corte térmico del material se debe repasar mediante mecanización o esmerilado.

5.3 Conformación en frío 5.3.1 Acero inoxidable austenítico. No es necesario tratamiento térmico después de la conformación en frío en cualquiera de los casos siguientes: 1) para temperaturas de funcionamiento de hasta –196 ºC a) si el certificado de ensayos del material base muestra un alargamiento a la rotura A5 no inferior al 30% y la deformación correspondiente a la conformación en frío no es superior al 15% o si se puede demostrar que el alargamiento residual no es inferior al 15%; b) si la deformación debida a la conformación en frío es igual o superior al 15% y si se demuestra que el alargamiento residual no es inferior al 15%; 2) para temperaturas de funcionamiento por debajo de –196 ºC, si el certificado de ensayos del material base muestra un alargamiento a la rotura A5 superior al 30% y la deformación correspondiente a la conformación en frío no es superior al 10%; 3) para fondos conformados, si el certificado de ensayos del material base muestra un alargamiento a la rotura A5:

− no inferior al 40% en el caso de espesores de pared no mayores de 15 mm y temperaturas de diseño de hasta -196 ºC; − no inferior al 45% en el caso de espesores de pared mayores de 15 mm y temperaturas de diseño de hasta -196 ºC; − no inferior al 50% a temperaturas de diseño por debajo de -196 ºC. Cuando sea necesario tratamiento térmico, éste se debe realizar de acuerdo con lo indicado en la norma del material.


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La deformación debida a la conformación en frío se puede calcular de acuerdo con la Norma EN 13445-4.

5.3.2 Acero ferrítico. Los requisitos para tratamiento térmico después de la conformación son: a) el material de la camisa exterior, incluidos los fondos conformados en frío con o sin uniones solapadas, no requiere tratamiento térmico después de la conformación; b) el acero al 9% de níquel requiere tratamiento térmico después de la conformación cuando la deformación debida a esta operación sea superior al 5%. El acero al 9% de níquel templado o sometido a doble normalización y temple con el certificado correspondiente, se debe someter a un tratamiento de liberación de tensiones a una temperatura entre 560 ºC y 580 ºC La conformación y la liberación de esfuerzos pueden realizarse en varias etapas. Una probeta sacada del material base que acompaña a la parte conformada a lo largo de todas las etapas de tratamiento térmico se debe ensayar después de terminarse este tratamiento para demostrar que las propiedades mecánicas del material cumplen los requisitos de la norma del material; c) para los aceros ferríticos siguientes utilizados para el recipiente interior, no es necesario tratamiento térmico después de la conformación cuando la deformación durante esta operación no sea superior al 5%: 1) aceros aleados al níquel, adecuados para uso a bajas temperaturas; 2) aceros al carbono y al carbono/manganeso:

− si Rm < 530 N/mm 2; − o si 530 < Rm < 650 N/mm2 y R0,002 ≤ 360 N/mm2. Cuando el tratamiento térmico sea necesario, los tratamientos térmicos adecuados después de la conformación en frío son normalización, doble normalización más templado, enfriamiento más templado o recocido de solución. Los parámetros facilitados por el fabricante del material base en el certificado de ensayos se deben tomar como una indicación o recomendación para los tratamientos térmicos, con la excepción de que pueden aplicarse otros tratamientos térmicos si el procedimiento está debidamente homologado y el producto o probeta que representa el producto se ensaya después de la conformación y tratamiento térmico.

5.3.3 Aluminio o aleación de aluminio. Los fondos conformados en frío fabricados a partir de aluminio o aleación de aluminio no requieren normalmente tratamiento térmico después de la conformación, a menos que exista un riesgo de corrosión por fatiga en servicio. El tratamiento se debe realizar de acuerdo con la norma del material. 5.4 Conformación en caliente 5.4.1 Generalidades. La conformación se debe realizar de acuerdo con un procedimiento homologado escrito. El procedimiento de conformación debe especificar la velocidad de calentamiento, la temperatura de retención, el intervalo de temperaturas y el tiempo durante el cual tiene lugar la conformación y debe incluir detalles de cualquier tratamiento térmico que sea necesario aplicar a la parte conformada. 5.4.2 Acero inoxidable austenítico. El material se debe calentar uniformemente en una atmósfera apropiada sin que se produzca choque de la llama hasta una temperatura no superior a la temperatura de conformación en caliente recomendada para el material. Si la conformación se realiza después de que la temperatura del material haya descendido por debajo de 900 ºC, deben cumplirse los requisitos indicados en el apartado 5.3.1. 5.4.3 Acero ferrítico. Los requisitos para tratamiento térmico después de la conformación son: a) el acero al 9% de níquel que se conforme en caliente se debe someter a doble normalización y templado o a enfriamiento y templado de acuerdo con la norma del material, para establecer las propiedades del material especificadas en dicha norma. Se deben suministrar una o varias probetas que se deben ensayar de acuerdo con la norma del material;


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b) el acero ferrítico que se someta a conformación en caliente se debe tratar térmicamente de acuerdo con la norma del material para establecer las propiedades del material especificadas en dicha norma:

− los aceros enfriados al aire se deben volver a templar después; − se deben suministrar probetas que se deben ensayar de acuerdo con la norma del material; − para aceros normalizados no es necesario un tratamiento térmico después de la conformación, si la conformación en caliente se realiza dentro del intervalo de temperaturas especificado en la norma del material; no son necesarias probetas adicionales. 5.4.4 Aluminio o aleación de aluminio. El tratamiento térmico después de la conformación puede omitirse si se pueden presentar ensayos bajo la forma de una homologación del procedimiento que permitan que el alargamiento a la rotura A5 del material conformado no sea inferior al 10%. 5.5 Tolerancias de fabricación 5.5.1 Alineación de las chapas. Excepto cuando exista una transición achaflanada, la desalineación de las superficies de las chapas adyacentes en las costuras soldadas debe ser: − para costuras longitudinales, no más del 15% de espesor de la chapa más delgada hasta un máximo de 3 mm; − para costuras circunferenciales, no más del 25 % de espesor de la chapa más delgada hasta un máximo de 5 mm; Cuando exista un chaflán entre las superficies, la pendiente de éste no debe ser superior a 30º. El chaflán puede incluir la anchura de la soldadura, cuya superficie inferior puede recrecerse con metal de aportación añadido si es necesario. Cuando se quite material de una chapa para hacer un chaflán, el espesor de dicha chapa no se debe reducir por debajo del exigido por el diseño. La distancia entre cualquiera de las superficies de la chapa más gruesa y la línea central de la chapa más delgada de las costuras achaflanadas debe ser:

− para costuras longitudinales, no menos del 35% del espesor de la chapa más delgada; − para costuras circunferenciales, no menos del 25 % del espesor de la chapa más delgada; En ningún caso, la superficie de cualquiera de las chapas debe estar situada entre las líneas centrales de las dos chapas. Todos estos requisitos se ilustran en la figura 27.


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Leyenda h, h1, h2 t e

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son las desalineaciones de las superficies; es el espesor de la chapa más delgada; es la distancia desde la superficie de la chapa más gruesa hasta la línea central de la chapa más delgada.

Para costuras longitudinales: h1 ≤ 0,15 t y h2 ≤ 0,15 t

Para costuras circunferenciales: h1 ≤ 0,25 t y h2 ≤ 0,25 t

a) Costura que no requiere un chaflán

Para costuras longitudinales: h ≤ 0,15 t y e=

t − h ≥ 0,35 t 2

Para costuras circunferenciales: h ! 0,25 t y e=

t − h ≥ 0,25 t 2

b) Costura que requiere un chaflán Fig. 27 − Alineación de las chapas


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5.5.2 Espesor. El espesor del recipiente no debe ser inferior al espesor de diseño. Éste se debe considerar como el espesor del recipiente después de la fabricación y cualquier variación de espesor debe s er gradual. 5.5.3 Fondos cóncavos. La profundidad del abombado, excluido el faldón recto, no debe ser inferior a la profundidad teórica. El radio del reborde no debe ser inferior al especificado y el radio de la corona no debe ser superior al especificado. Cualquier variación del perfil, no debe ser abrupta sino que se debe fundir gradualmente en la forma especificada. 5.5.4 Cilindros 5.5.4.1 La circunferencia real no se debe desviar de la circunferencia calculada con el diámetro especificado en más del ±1,5%. 5.5.4.2

La ovalización calculada utilizando la expresión ovalización u =

200b Dmáx. − Dmín. g en % Dmáx. + Dmín.

(35)

no debe ser superior a los valores indicados en la tabla 1.

Tabla 1 Ovalización permitida Ovalización permitida para

Relación del espesor de la pared al diámetro

presión interna

presión externa

s/D ! 0,0#

2,0%

1,5%

s/D > 0,01

1,5%

1,5%

En la determinación de la ovalización no es necesario considerar la deformación elástica debida al peso muerto del recipiente a presión. En las posiciones de los manguitos, puede permitirse una ovalización mayor si se puede justificar por cálculo o mediante medidas realizadas con galgas extensométricas. Los salientes o abolladuras aislados deben encontrarse dentro de las tolerancias. Las abolladuras deben ser lisas y su profundidad, que es la desviación respecto a la generatriz de la envolvente, no debe ser superior al 1% de su longitud o al 2% de su anchura respectivamente. Pueden permitirse abolladuras y salientes mayores siempre que se demuestre que son admisibles mediante cálculo o medidas de esfuerzos. Las irregularidades del perfil (comprobadas con una galga de 20º) no deben ser superiores al 2% de longitud de la galga. Este valor máximo puede incrementarse en un 25% si la longitud de las irregularidades de no es superior a la cuarta parte de la longitud de la parte de la envolvente entre dos costuras circunferenciales con un máximo de 1 m. Las irregularidades mayores requieren demostración mediante cálculo o medidas con galgas extensométricas que los esfuerzos son admisibles. Además, cuando la irregularidad en el perfil se produzca en la costura soldada y esté asociada con "planos" adyacentes a la soldadura, la irregularidad del perfil o "existencia de picos" no debe ser superior a los valores indicados en la tabla 2. Un método conservador de hacer medidas (cubriendo existencia de picos y ovalización) debe consistir en utilizar una galga (o plantilla) de perfil de 20º. El uso de dicha galga de perfil se ilustra en la figura 28. Se deben tomar dos lecturas, P 1 y P2 una a cada lado de la costura, en cualquier posición concreta, y el pico máximo se considera equivalente a 0,25 (P 1 + P2).


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Fig. 28 − Detalles de la galga Las medidas se deberían tomar a intervalos de 250 mm aproximadamente en costuras longitudinales, para determinar la posición en la que se da el máximo valor de pico. No se prohibe el uso de otros tipos de galgas como las galgas de puente o las galgas de aguja. El valor máximo de pico permitido se indica en la tabla 2.

Tabla 2 Máximo valor de pico permitido Medidas en milímetros

Relación del espesor de la pared del recipiente al diámetro D

Máximo valor de pico permitido

s/D ! 0,025

5

s/D > 0,025

10

Para todas las relaciones, el valor máximo de pico permitido es e.


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Para cilindros sometidos a presión externa y cuya superficie tenga una parte aplanada, se debe demostrar que la envolvente tiene resistencia suficiente para evitar una deformación plástica si la profundidad del aplanamiento es superior al 0,4% del diámetro exterior del cilindro. La profundidad del aplanamiento se debe medir como una desviación respecto a la curvatura normal o respecto a la línea de la envolvente cilíndrica. La adecuación de la resistencia puede determinarse mediante cálculo utilizando la fórmula (6) del apartado 4.3.6.2.5, o utilizando un valor de u determinado de la manera siguiente: u=

400 q Da

(36)

donde q

es la profundidad del aplanamiento en mm;

Da

es el diámetro exterior del cilindro en mm.

5.5.4.3 La desviación del eje del cilindro de una línea recta no debe ser superior al 0,5% de la longitud cilíndrica, excepto cuando tal desviación sea exigida por el diseño. 5.6 Soldeo 5.6.1 Generalidades. Esta norma europea requiere que el método de soldeo sea apropiado y realizado por soldadores y/u operadores homologados, que los materiales sean compatibles y que se realice una verificación mediante un ensayo del procedimiento de soldeo. 5.6.2 Homologación. Los procedimientos de soldeo se deben aprobar de acuerdo con las Normas EN 288-3, EN 288-4 o EN 288-8, según proceda. Los soldadores y los operadores de soldeo se deben homologar de acuerdo con las Normas EN 287-1, EN 287-2 o EN 1418, según proceda.

5.6.3 Conexiones temporales. El número de conexiones temporales a partes sometidas a presión se debe mantener en un mínimo práctico. Las conexiones temporales soldadas directamente a partes sometidas a presión deben ser compatibles con el material inmediatamente adyacente. Se permite soldar conexiones de metales distintos a componentes intermedios, como por ejemplo placas, que estén conectados permanentemente a la parte sometida a presión Para las uniones de metales distintos se deben utilizar materiales de soldeo compatibles. Las conexiones temporales deben eliminarse del recipiente interior antes de proceder a la primera presurización. La técnica de eliminación debe evitar poner en peligro la integridad del recipiente interior y debe consistir en el uso de cinceladoras o esmeriladoras. Toda rectificación que tenga que hacerse mediante aplicación de soldadura a las zonas dañadas se debe realizar de acuerdo con un procedimiento de soldeo aprobado. La zona del recipiente interior de la cual se hayan eliminado conexiones temporales se debe repasar hasta dejarla lisa y se debe examinar mediante ensayos no destructivos apropiados Todas las conexiones realizadas en las camisas exteriores pueden eliminarse mediante corte térmico, así como mediante los medios descritos anteriormente

5.6.4 Uniones soldadas 5.6.4.1 En el anexo F, se incluyen algunos detalles apropiados para recipientes de acuerdo con la Norma EN 13458. Estos detalles corresponden a procedimientos correctos y actualmente aceptados. No se pretende hacer obligatorios estos procedimientos ni tampoco deberían restringir en modo alguno el desarrollo de la tecnología de soldeo.


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El fabricante, al seleccionar un detalle de soldadura apropiado, debe tener en cuenta lo siguiente:

− el método de fabricación; − las condiciones de servicio; − la posibilidad de realizar las ensayos no destructivos necesarios. Pueden utilizarse otros detalles de soldadura siempre que se demuestre su adecuación mediante la aprobación de un procedimiento de acuerdo con las Normas EN 288-3, EN 288-4 o EN 288-8, según proceda. Para evitar soldaduras deficientes de aceros ferríticos se debe evitar la existencia de un exceso de magnetismo residual.

5.6.4.2 Cuando cualquier parte de un recipiente se fabrique con dos o más virolas, las costuras soldadas longitudinales de las virolas adyacentes se deben disponer escalonadamente. Se recomienda un escalonamiento mínimo de 100 mm. 5.6.4.3 Puesto que las características mecánicas de los aceros inoxidables austeníticos con temple de trabajo pueden verse adversamente afectadas si el material no se suelda correctamente, se deben aplicar los requisitos adicionales siguientes: − la aportación de calor durante el soldeo no debe ser superior a 1,5 kJ/mm por cordón, lo que se verifica en el ensayo de homologación del procedimiento; − el material se debe enfriar entre pasadas a una temperatura no superior a 200 ºC; − el material no se debe someter a tratamiento térmico después del soldeo. Véanse también los apartados B.2.7, B.2.8, B.2.10 y B.2.11.

5.7 Uniones no soldadas permanentes Cuando se realicen uniones no soldadas entre materiales metálicos y/o materiales no metálicos, se deben establecer procedimientos de forma similar a la utilizada para establecer procedimientos de soldeo y estos procedimientos se deben aplicar para todas las uniones. De forma similar, se deben homologar operadores para dichos procedimientos y sólo personal homologado debe entonces aplicar tales procedimientos. Los procedimientos de soldeo fuerte y las homologaciones para soldeo fuerte se pueden encontrar en las Normas EN 13133 y EN 13134.

6 INSPECCIÓN Y ENSAYOS 6.1 Plan de calidad Un plan de calidad debe incluir como mínimo las etapas de inspección y ensayos enumerados en el apartado 6.1.1.

6.1.1 Etapas de inspección durante la fabricación de un recipiente interior. Durante la fabricación de un recipiente interior, se deben realizar las etapas de inspección siguientes: − verificación de los certificados de ensayos del material y correlación con los materiales; − aprobación de los registros de homologación de procedimientos de soldeo; − aprobación de los registros de homologación de soldadores; − examen de los bordes cortados de los materiales; − examen de la preparación de costuras para soldadura, incluida una comprobación dimensional;


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− examen de las preparaciones para soldadura, soldaduras por puntos; − examen visual de soldaduras; − verificación de ensayos no destructivos; − ensayo de chapas de ensayos de control de la producción y, cuando sea necesario, de partes conformadas después del tratamiento térmico; − verificación de la limpieza de la superficie interior del recipiente; − examen del recipiente terminado incluida una comprobación dimensional; − prueba de presión y, si es necesario, registro de la deformación permanente. 6.1.2 Etapas de inspección adicionales durante la fabricación de un recipiente criogénico estático. Durante la fabricación de un recipiente criogénico estático, se deben realizar las etapas de inspección siguientes: − verificación de la limpieza y sequedad del recipiente criogénico; − examen visual de las soldaduras no cubierto por el apartado 6.1.1; − verificación del mantenimiento del vacío; − ensayo de fugas de tuberías externas; − comprobación de la documentación y la instalación de los dispositivos de alivio de presión; − comprobación de la instalación del dispositivo de liberación de presión del espacio sometido a vacío; − comprobación de la placa de características y de todas las demás marcas especificadas; − examen del recipiente terminado incluida una comprobación dimensional. 6.2 Chapas de ensayo para control de la producción 6.2.1 Requisitos. Las chapas de ensayo para control de la producción para el recipiente interior se deben preparar y ensayar de la manera siguiente: a) una chapa de ensayo por recipiente para cada procedimiento de soldeo en uniones longitudinales; b) después de que 10 chapas de ensayo consecutivas para el mismo procedimiento hayan superado los ensayos, el programa de ensayos se puede reducir a una chapa de ensayo por cada 50 m de unión longitudinal para aceros al 9% de níquel y aceros ferríticos y una chapa de ensayo por cada 100 m para otros metales. Para la camisa exterior, no son necesarias chapas de ensayo para control de la producción. Los resultados de los ensayos deben ser los siguientes:

− ensayo de tracción de la soldadura (T): los valores de Ret , Rm y A5 de las probetas no deben ser normalmente inferiores a los valores mínimos especificados correspondientes para el metal base o a los valores acordados del procedimiento de soldeo aprobado; − ensayo de choque (IW, IH) : este ensayo se debe realizar de acuerdo con la Norma EN 1252-1 o la Norma EN 1252-2;


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− ensayo de flexión (BF, BR, BS) : el ensayo y los requisitos del ensayo debe cumplir lo dispuesto en el apartado 7.4.2 de la Norma EN 288-3:1992 para aceros y en el apartado 7.4.2 de la Norma EN 288-4:1992 para aluminio y sus aleaciones; − macrografía (Ma): la macrografía debe mostrar una buena acumulación de cordones y una buena penetración. 6.2.2 Alcance de los ensayos. El número y tipo de probetas a tomar de la chapa de ensayos depende del material y espesor y debe estar de acuerdo con los requisitos de las tablas 5 y 6 para el material y espesor que correspondan. NOTA − Los símbolos de las tablas 4 y 5 se explican en la tabla 3.

La chapa de ensayos debe tener un tamaño suficiente para permitir sacar las probetas necesarias, incluido un margen para la repetición de ensayos. Antes de cortar la probeta, pueden realizarse ensayos no destructivos de la chapa de ensayos con objeto de asegurar que las probetas se toman de zonas sanas.

Tabla 3 Probetas Designación Ensayo de flexión de la cara según la Norma EN 910:1996 Ensayo de flexión del techo según la Norma EN 910:1996 Ensayo de flexión del lateral según la Norma EN 910:1996 Ensayo de tracción según la Norma EN 895:1995 Ensayo de choque; depósito de soldadura según la Norma EN 875:1995 Ensayo de choque; ZAT según la Norma EN 875:1995 Macrografía

Símbolo BF BR BS T IW IH Ma

Tabla 4 Ensayo de chapas de ensayos de producción para aceros Grupo Aceros de grano fino normalizados o tratados termomecánicamente Aceros al níquel con hasta un 9% de Ni Aceros inoxidables austeníticos

e en mm

e ! #2 12 < e ! 35 e ! #2 12 < e e ! #2 12 < e

Probetas 1 BF, 1 BR, 1 T, 1 Ma 3 IW, 3 IH, 1 T, 1 Ma 1 BF, 1 BR, 1 T, 1 Ma 3 IW, 3 IH, 1 T, 1 Ma 1 BF, 1 BR, 1 T, 1 Ma 3 IW, 1 T, 1 Ma

Tabla 5 Ensayo de chapas de ensayos de producción para aluminio Grupo Aluminio puro y aluminio con un contenido de impurezas o aleación de hasta el 1,5%

e en mm

e ! #2 12 < e

Probetas 1 BF, 1 BR, 1 T, 1 Ma 2 BS, 1 T, 1 Ma


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6.3 Ensayos no destructivos 6.3.1 Generalidades. El personal para ensayos no destructivos se debe homologar para las tareas correspondientes de acuerdo con la Norma EN 473. Los exámenes mediante rayos X se deben realizar de acuerdo con la Norma EN 1435 o ISO 1106-1. También puede hacerse uso de radioscopia que se debe realizar de acuerdo con la Norma EN 13068-3. No es necesario realizar ensayos no destructivos para imperfecciones de soldadura en la camisa externa de recipientes criogénicos.

6.3.2 Alcance del examen de las imperfecciones superficiales. Se debe realizar un examen visual (si es necesario con la ayuda de una lente de 5 aumentos) de todos los depósitos de soldadura. Los niveles de aceptación se indican en la tabla 8. Si surge cualquier duda, este examen se debe complementar con detección de grietas superficiales. Los puntos de contacto de cebado del arco y las zonas de las que se hayan eliminado conexiones temporales se deben esmerilar hasta dejarlas lisas y se deben someter a detección de grietas superficiales

6.3.3 Alcance del examen de las imperfecciones volumétricas. El examen del recipiente interior para detectar imperfecciones volumétricas se debe hacer mediante examen radiográfico, a menos que se justifique un caso especial para utilizar examen ultrasónico u otros métodos. El alcance del examen de las costuras principales del recipiente interior debe estar de acuerdo con la tabla 6. Cuando se suelden entre sí fondos hemisféricos sin un faldón recto o cuando se suelden a un cilindro, la soldadura se debe ensayar como si fuese una soldadura longitudinal. También se deben ensayar como si fuesen soldaduras longitudinales todas las soldaduras realizadas dentro de un fondo hemisférico.

Tabla 6 Alcance del examen radiográfico para costuras soldadas Factor de unión soldada

Examen radiográfico

v

Costuras longitudinales

Uniones en T

Costuras circunferenciales

1,0

100%*

100%

25%*

0,85

2%

10% o una unión por recipiente como mínimo

2%

NOTA 1 − Cuando haya una soldadura a tope a menos de 3 veces el espesor de la soldadura (mínimo 50 mm) del corte para un manguito, es necesario hacer película radiográfica adicional en el lugar del manguito si no se ha incluido este lugar en la película original. NOTA 2 − El nivel de examen radiográfico marcado con un asterisco (*) se puede reducir al 10% de cada costura de cada recipiente, si se han construido con resultados satisfactorios 25 recipientes utilizando el mismo procedimiento de soldadura, siempre que: − no se haya modificado el procedimiento de soldeo; − se haya conservado en el taller la experiencia de la soldadura; − se utilicen los mismos métodos de ensayo; − los resultados de los ensayos no destructivos no hayan revelado ningún defecto sistemático inadmisible. NOTA 3 − Para los requisitos adicionales para acero al 9% de níquel, se utiliza el anexo B. NOTA 4 − Para las uniones de esquina de conos y zonas con elevados esfuerzos de flexión, se trata la costura circunferencial como una costura longitudinal con un coeficiente de unión 1. NOTA 5 − Puede ser necesario realizar ensayos adicionales si se hacen pr uebas de presión neumáticas. NOTA 6 − El nivel del 2% de examen radiográfico puede realizarse en un lote de recipientes. El número de recipientes incluidos en un lote de ensayos no debería ser superior a 5. No debería incluirse el 2% en la longitud de película de las uniones en T examinadas.


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6.3.4 Niveles de aceptación 6.3.4.1 Niveles de aceptación para imperfecciones superficiales. La tabla 7 muestra los criterios de aceptación para imperfecciones superficiales. Tabla 7 Niveles de aceptación para imperfecciones superficiales Referencia de la Norma Límite para las imperfecciones aceptables EN ISO 6520-1:1998 402 No se permite

Imperfección Falta de penetración Socavación

5011

Si el espesor es inferior a 3 mm, no se permite ninguna socavación visible. Si el espesor no es inferior a 3 mm, es aceptable una socavación ligera e intermitente, siempre que no sea afilada y no tenga más de 0,5 mm.

Ranura de contracción

5013

Como la socavación

Concavidad de la raíz

515

Como la socavación

Penetración excesiva

504

Si el espesor es inferior a 5 mm, la penetración excesiva no debe ser superior a 2 mmSi el espesor no es inferior a 5 mm, la penetración excesiva no debe ser superior a 3 mm

Exceso de material de soldadura

502

Si el espesor es inferior a 5 mm, el metal de soldadura en exceso no debe ser superior a 2 mm y la soldadura se debe unir suavemente. Si el espesor es de 5 mm o superior, el metal de soldadura en exceso no debe ser superior a 3 mm y la soldadura se debe unir suavemente.

Superficie irregular

514

Hundimiento

509

El refuerzo tiene que ser continuo y de forma uniforme con llenado completo de la ranura

Ranura incompletamente llena

511

Anchura irregular

513

Reiniciación deficiente

517

Solapamiento

506

No se permite

Desalineación angular

507

Véase el apartado 5.5.1

Cebado del arco

601

Salpicadura

602

Es aceptable un esmerilado liso sujeto a medición del espesor y ensayo de detección de grietas superficiales.

Salpicadura de tungsteno

6021

Superficie desgarrada

603

Marca de esmerilado

604

Marca de cincelado

605

Grietas superficiales

No se permite


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6.3.4.2 Niveles de aceptación para imperfecciones volumétricas internas. La tabla 8 muestra los criterios de aceptación para imperfecciones volumétricas internas detectadas mediante examen radiográfico Tabla 8 Niveles de aceptación para imperfecciones volumétricas internas Imperfección

Referencia de la Norma EN ISO 6520-1:1998

Límite para las imperfecciones aceptables

Grietas y falta de fusión de la pared lateral

4011

No se permite

Fusión incompleta de la raíz

4013

No se permite

Concavidad de raíz plana

Inclusiones (incluido el óxido en soldaduras de aluminio). Cadenas de poros, agujeros de gusano paralelos a la superficie y cadenas de tungsteno.

Aceptable si la profundidad total de la soldadura es igual como mínimo al espesor de la pared y la profundidad de la concavidad es inferior al 10% del espesor de la pared. 303

30 % del espesor.

304

La longitud máxima debe ser de 7 mm o 2/3 t si este valor es mayor

2014 2015

Defectos de fusión entre pasadas y defectos de raíz en soldaduras de pasadas múltiples

4012

Como las inclusiones

Inclusiones múltiples en línea

Colectivamente, en cualquier longitud radiografiada igual a seis veces el espesor del material, la longitud total de la inclusión no debe ser mayor que el espesor del material.

Área de porosidad general visible en una película

Aceptable si ocupa menos del 2% de la superficie proyectada de la soldadura.

Poros individuales

2011

Aceptables si el diámetro es inferior al 25% del espesor con un máximo de 4 mm

Agujeros de gusano perpendiculares a la superficie

2021

Si el espesor es inferior a 10 mm, no se permiten los agujeros de gusano. Si el espesor no es inferior a 10 mm, son aceptables ejemplos aislados, siempre que la profundidad estimada no sea superior al 30% del espesor.

Inclusiones de tungsteno

3041

Si el espesor es inferior a 12 mm, son aceptables inclusiones de tungsteno siempre que su longitud no sea superior a 3 mm. Si el espesor no es inferior a 12 mm, son aceptables inclusiones de tungsteno siempre que su longitud no sea superior al 25 % del espesor.

6.3.4.3 Alcance del examen de las uniones no soldadas. Cuando se utilicen uniones no soldadas entre materiales metálicos y/o materiales no metálicos, el plan de calidad al que se hace referencia en el apartado 6.1 debe incluir una referencia a una especificación técnica adecuada.


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Esta especificación técnica debe incluir la descripción de los requisitos para inspección y ensayos, junto con los criterios necesarios que permitan a la reparación de cualquier imperfección.

6.4 Rectificación 6.4.1 Generalidades. Aunque pueden repararse imperfecciones volumétricas o superficiales inaceptables eliminando tales imperfecciones y volviendo a soldar, el 100% de todas las soldaduras reparadas se debe someter a examen de acuerdo con las normas originales de aceptación. 6.4.2 Costuras soldadas manualmente. Cuando se hagan reparaciones en soldaduras como consecuencia de un examen radiográfico no realizado al 100%, se debe tomar una película radiográfica adicional (200 mm) a ambos lados de la reparación para verificar que la imperfección ha sido una cosa aislada y no sistemática. Cuando las imperfecciones sean sistemáticas y se caractericen por la recurrencia de la misma imperfección, el alcance del examen se debe aumentar al 100% hasta que se haya localizado y eliminado la causa de las imperfecciones. 6.4.3 Costuras obtenidas utilizando procesos automáticos de soldeo. Si se detecta cualquier imperfección inadmisible mediante examen radiográfico, todas las costuras soldadas principales se deben examinar radiográficamente al 100% en todos los recipientes fabricados con la misma máquina de soldadura y con el mismo procedimiento de soldeo desde el comienzo del período de producción o desde el último ensayo no destructivo aceptado. 6.5 Pruebas de presión 6.5.1 Todos los recipientes interiores se deben someter a una prueba de presión y se debe demostrar su estanquidad a fugas. Esta estanquidad a fugas puede demostrarse durante el establecimiento del vacío o mediante un ensayo de fugas separado a presiones que pueden llegar a la de diseño. La presión de prueba no debe ser inferior al mayor de los valores de: 1,43 ( ps + 1) bar hidrostática o 1,25 ( ps + 1) bar neumática

1,25 ( ps + p L + 1) virolas, fondos, etc.

K 20 , en bar, considerados para cada elemento del recipiente, como por ejemplo envolvente, K diseño

Si la prueba se realiza hidráulicamente, la presión se debe aumentar de forma gradual hasta alcanzar la presión de prueba y se debe mantener en ese valor durante 30 minutos. A continuación se debe reducir la presión hasta alcanzar la presión de diseño para que se pueda realizar un examen visual de todas las superficies y uniones. El recipiente no debe presentar ningún indicio de fugas o deformación plástica importante. La prueba se puede realizar neumáticamente sobre una base similar. Puesto que en las pruebas neumáticas se utiliza una cantidad de energía almacenada sustancialmente mayor que en las pruebas hidrostáticas, normalmente se deben realizar donde se puedan utilizar instalaciones y procedimientos adecuados para garantizar la seguridad de inspectores, empleados y público en general.

6.5.2 Los recipientes que se hayan reparado después de la prueba de presión se deben volver a someter a la prueba de presión especificada una vez terminadas las reparaciones. 6.5.3 En el caso de que aceros inoxidables austeníticos entren en contacto con agua, el contenido de cloro del agua y el tiempo de exposición se deben controlar con objeto de evitar el agrietamiento por corrosión en presencia de esfuerzos. 6.5.4 El sistema de tuberías se debe someter a una prueba de presión a una presión no inferior a 1,1 veces la presión de diseño (véase el apartado 4.2.3.7 e) para la sección de tuberías apropiada. No es necesario someter a ensayos de esfuerzos uniones mecánicas y accesorios de los que exista una experiencia satisfactoria en s ervicio.


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ANEXO A (Normativo) ANÁLISIS ELÁSTICO DE ESFUERZOS

A.1 Generalidades Este anexo proporciona reglas a seguir si se utiliza un análisis elástico de esfuerzos para evaluar componentes de un recipiente criogénico estático aislado por vacío para las condiciones de funcionamiento. Las cargas que se consideran son las definidas en el apartado 4.2.3. Los apartados A.4 y A.5 dan criterios alternativos para demostrar la aceptabilidad de un diseño sobre la base de análisis elástico. Los criterios del capítulo A.5 sólo son aplicables a esfuerzos locales en la proximidad de conexiones, soportes, manguitos, etc. Los esfuerzos calculados en la zona considerada se agrupan en las siguientes categorías de esfuerzos:

− esfuerzo de membrana primario general; − esfuerzo de membrana primario local; − esfuerzo de flexión primario; − esfuerzo secundario. Las intensidades de los esfuerzos f m, f L, f b y f g pueden determinarse a partir de los esfuerzos principales de cada categoría f 1, f 2 y f 3 utilizando la teoría de fallo del esfuerzo cortante máximo, véase el apartado A.2.1. Las intensidades de los esfuerzos determinadas de esta manera deben ser inferiores a los valores admisibles indicados en los apartados A.3 y A.4 o A.5. No es necesario considerar las intensidades de pico ya que sólo son pertinentes para evaluar diseños para servicio cíclico. El gran recipiente criogénico estático aislado por vacío dentro del alcance de esta norma, no se considera sometido a servicio cíclico. La figura A.1 y la tabla A.1 se han incluido a título orientativo cuando se utiliza lo indicado en el apartado A.4 para establecer las categorías de esfuerzos para algunos casos típicos y los límites de la intensidad de los esfuerzos para combinaciones de categorías de esfuerzos. Hay casos en los que son necesarias referencias a definiciones de esfuerzos para clasificar un estado de esfuerzos específico en una categoría de esfuerzos. En el apartado A.4.5 se explica la razón de separarlos en dos categorías "generales" y "secundarios" en el caso de esfuerzos térmicos.

A.2 Terminología A.2.1 Intensidad de esfuerzo La intensidad de esfuerzo es el doble del esfuerzo máximo de cortadura, es decir, la diferencia entre el esfuerzo principal de mayor valor algebraico y el esfuerzo principal de menor valor algebraico en un punto dado. Los esfuerzos de tracción se consideran positivos y los de compresión negativos. Los esfuerzos principales f 1y f 2 que actúan tangencialmente a la superficie en el punto considerado, deberían calcularse a partir de las ecuaciones siguientes: f 1 = 0,5 ⋅ F Gσ 1 + σ 2 +

H

bσ 1 − σ 2 g2 + 4 ⋅ τ 2 J K I


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f 2 = 0,5 ⋅ F Gσ 1 + σ 2 +

H

bσ 1 − σ 2 g2 + 4 ⋅ τ 2 J K I

donde # 1

es el esfuerzo circunferencial;

# 2

es el esfuerzo meridional (longitudinal en un envolvente cilíndrica);

$

es el esfuerzo cortante.

A.2.2 Gran discontinuidad estructural Una gran discontinuidad estructural es una fuente de intensificación de esfuerzos o deformaciones que afecta a una parte relativamente grande de una estructura y que tiene efectos significativos sobre el patrón global de esfuerzos o deformaciones o sobre la estructura considerada en su totalidad. Ejemplos de grandes discontinuidades estructurales son: EJEMPLO 1

Uniones entre envolventes y fondos.

EJEMPLO 2

Uniones entre envolventes de distintos diámetros o espesores.

EJEMPLO 3

Manguitos.

A.2.3 Discontinuidad estructural local Una discontinuidad estructural es una fuente de intensificación de esfuerzos o deformaciones que afecta a una parte relativamente pequeña de una estructura y que no tiene efectos significativos sobre el patrón global de esfuerzos o sobre la estructura considerada en su totalidad. EJEMPLO 1

Radios de acuerdo pequeños.

EJEMPLO 2

Conexiones pequeñas

EJEMPLO 3

Soldaduras de penetración parcial.

A.2.4 Esfuerzo normal El esfuerzo normal es la componente del esfuerzo normal al plano de referencia; se de nomina también esfuerzo directo. Normalmente, la distribución del esfuerzo normal no es uniforme en todo el espesor de una parte, por lo que se considera que este esfuerzo consta a su vez de dos componentes, una que está uniformemente distribuida y es igual al valor medio del esfuerzo en todo el espesor de la sección considerada y otra que varía en función de la posición a través del espesor.

A.2.5 Esfuerzo cortante El esfuerzo cortante es la componente de esfuerzo que actúa en el plano de referencia.

A.2.6 Esfuerzo de membrana El esfuerzo de membrana es la componente del esfuerzo que está uniformemente distribuida y es igual al valor medio del esfuerzo a través del espesor de la sección considerada.


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A.2.7 Esfuerzo primario Un esfuerzo primario es un esfuerzo producido por cargas mecánicas solamente y distribuidas de tal manera en la estructura que no se produce una redistribución de la carga como consecuencia de la deformación. Un esfuerzo normal o un esfuerzo cortante creado por la carga impuesta, tiene que satisfacer necesariamente las sencillas leyes de equilibrio de fuerzas y momentos externos e internos. La característica básica de este esfuerzo es que no es autolimitador. Los esfuerzos primarios que superen considerablemente el límite elástico darán por resultado un fallo o al menos una gran deformación. Un esfuerzo térmico no se clasifica como un esfuerzo primario. Los esfuerzos primarios se dividen en las categorías "generales" y "locales". El esfuerzo primario local se define en el apartado A.2.8. Ejemplos de esfuerzos primarios generales son: EJEMPLO 1

El esfuerzo en una envolvente cilíndrica o esférica debido a presión interna o a cargas vivas distribuidas.

EJEMPLO 2

El esfuerzo de flexión en la parte central de un fondo plano debido a la presión.

A.2.8 Esfuerzo de membrana primario local Se presentan casos en los que un esfuerzo de membrana producido por presión u otra carga mecánica y asociado con un esfuerzo primario y/o un efecto de discontinuidad produce una deformación excesiva en la transferencia de carga a otras partes de la estructura. El conservadurismo exige que dicho esfuerzo de clasifique como un esfuerzo de membrana local primario aunque tenga características de esfuerzo secundario. Una zona sometida a esfuerzos se puede considerar local si la distancia a lo largo de la cual la intensidad de los esfuerzos es superior al 110% del esfuerzo de membrana primario general admisible no se extiende en la dirección meridional más de 0 ,5 Rs y no está más cerca en la dirección meridional de 2 ,5 Rs de otra zona en la que se superen los límites del esfuerzo de membrana primario general, donde R y s son respectivamente el radio y el espesor del componente. Un ejemplo de esfuerzo primario local es el esfuerzo de membrana en una envolvente producido por carga externa y el momento en un soporte permanente o en una conexión de manguito.

A.2.9 Esfuerzo secundario Un esfuerzo secundario es un esfuerzo normal o un esfuerzo cortante creado por el empotramiento de partes adyacentes o por el autoempotramiento de una estructura. La característica básica de un esfuerzo secundario es que es autolimitador. Deformación permanente local y pequeñas deformaciones pueden satisfacer las condiciones que hacen que se produzca el esfuerzo y no es de esperar que se produzca un fallo por una aplicación del esfuerzo. Un ejemplo de esfuerzo secundario es el esfuerzo de flexión en una gran discontinuidad estructural.

A.2.10 Esfuerzo de pico La característica básica de un esfuerzo de pico es que no produce ninguna deformación apreciable y sólo es peligroso como una posible fuente de grietas por fatiga. Un esfuerzo que no esté altamente localizado cae dentro de esta categoría, si es de un tipo que no puede provocar una deformación apreciable. EJEMPLO 1

Los esfuerzos superficiales en la pared de un recipiente o tubo producidos por choque térmico.

EJEMPLO 2

El esfuerzo en una discontinuidad estructural local.

A.3 Límite para el esfuerzo de membrana general de compresión longitudinal El esfuerzo de comprensión longitudinal no debe ser superior a 0,93 ∆K para aceros ferríticos y a 0,73 ∆K para aceros inoxidables austeníticos y aleaciones de aluminio. Donde ∆ se obtiene de las figuras A.2 o A.3 en términos de pe /p yss y donde:


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pe =

- 70 -

1,21 Es 2 R 2

y pyss =

1,86 Ks para acero ferrítico R

y pyss =

1,46 Ks para acero inoxidable austenítico y aleaciones de aluminio R

A.4 Categorías de esfuerzos y límites de esfuerzos para aplicación general A.4.1 Generalidades Un esfuerzo calculado dependiendo del tipo de carga y/o de la distribución de dicho esfuerzo, caerá dentro de una de las 5 categorías de esfuerzos básicas definidas en los apartados A.4.2 a A.4.6. Para cada categoría, se obtiene un valor de la intensidad de esfuerzo para una condición de diseño específica. Para satisfacer el análisis, esta intensidad de esfuerzo debe caer de dentro de los límites detallados para cada categoría.

A.4.2 Categoría de esfuerzos de membrana primarios generales Los esfuerzos que caen dentro de la categoría de esfuerzos de membrana primarios generales son los definidos como esfuerzos primarios generales en el apartado A.2.7 y son producidos por presión y otras cargas mecánicas, pero excluyendo todos los esfuerzos secundarios y de pico. El valor de la intensidad de esfuerzo de membrana se obtiene calculando la media de estos esfuerzos a través de espesor de la sección considerada. El valor limitador de esta intensidad de esfuerzo f m es el valor del esfuerzo admisible 2 K /3.

A.4.3 Categoría de esfuerzos de membrana primarios locales Los esfuerzos que caen dentro de la categoría de esfuerzos de membrana primarios locales son los definidos en el apartado A.2.8 y son producidos por presión y otras cargas mecánicas, pero excluyendo todos los esfuerzos secundarios y de pico. La intensidad de esfuerzo f L es el valor medio de estos esfuerzos a través del espesor de la sección considerada y está limitada a K .

A.4.4 Categoría de esfuerzos de membrana primarios generales locales más esfuerzos de flexión primarios Los esfuerzos que caen dentro de la categoría de esfuerzos de membrana primarios generales locales más esfuerzos de flexión primarios son los definidos en el apartado A.2.7, pero el valor de la intensidad de esfuerzo f b, ( f m + f b) o ( f L + f b) es el valor más alto de todos aquellos esfuerzos que actúan a través de la sección considerada, excluidos los esfuerzos secundarios y de pico. f b es la intensidad de esfuerzo de flexión primario, lo que significa la componente del esfuerzo primario proporcional a la distancia desde el centroide de sección maciza. La intensidad de esfuerzo f b, ( f m + f b) o ( f L + f b) no tiene que ser superior a K .

A.4.5 Categoría de esfuerzos primarios más secundarios Los esfuerzos que caen dentro de la categoría de esfuerzos primarios más secundarios son los definidos en el apartado A.2.7 producidos por presión, otras cargas mecánicas y efectos térmicos en general. Deberían incluirse los efectos de grandes discontinuidades estructurales, pero no los de discontinuidades estructurales locales (concentraciones de esfuerzos). El valor de la intensidad de esfuerzo ( f m + f b + f g) o ( f L + f b + f g) es el valor más alto de estos esfuerzos que actúan a través de la sección considerada y debe limitarse a 2 K .


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A.4.6 Esfuerzo térmico El esfuerzo térmico es un esfuerzo autoequilibrado producido por una distribución no uniforme de temperaturas o por coeficientes de dilatación térmica distintos. El esfuerzo térmico se desarrolla en un cuerpo sólido siempre que se impide que un volumen de material adopte el tamaño y la forma que normalmente adoptaría bajo un cambio de temperatura. A efectos de determinar los esfuerzos admisibles, se reconocen los dos tipos siguientes de esfuerzos térmicos, dependiendo del volumen o de la superficie en la cual se produce deformación: a) el esfuerzo térmico general está asociado con la deformación de la estructura en la cual se produce. Si un esfuerzo de este tipo, despreciando concentraciones de esfuerzos, alcanza un valor superior a 2K, el análisis elástico puede no ser válido y ciclos térmico sucesivos pueden producir deformación incremental. Por tanto, este tipo se clasifica como esfuerzo secundario en la tabla A.1 y en la figura A.1. Ejemplos de esfuerzos térmicos generales son: EJEMPLO 1

El esfuerzo producido por un gradiente térmico axial en una envolvente cilíndrica.

EJEMPLO 2

El esfuerzo producido por la diferencia de temperaturas entre un manguito y la envolvente a la cual está unido;

b) el esfuerzo térmico local está asociado con una supresión casi completa de la dilatación diferencial y por tanto no produce una deformación importante. Tales esfuerzos solamente se consideran desde el punto de vista de la fatiga. EJEMPLO

Un punto frío pequeño en la pared de un recipiente

A.5 Criterios específicos, categorías de esfuerzos y límites de esfuerzos para aplicación limitada A.5.1 Generalidades Los criterios y límites de esfuerzos para categorías de esfuerzos particulares para esfuerzos calculados elásticamente adyacentes a conexiones y soportes y a manguitos y aberturas que están sujetos a los efectos combinados de presión y cargas aplicadas externamente, se especifican en los apartados A.5.2 a A.5.4. La separación mínima entre conexiones, placas, manguitos o aberturas u otros elementos de concentración de esfuerzos cargados adyacentes no debe ser inferior a 2 ,5 Rs . R y s son el radio y el espesor del componente respectivamente. Los criterios del apartado A.2.8 no son aplicables a esta sección.

Si se demuestra la aceptabilidad del diseño según el capítulo A.5, no es necesario utilizar lo indicado en el capítulo A.4.

A.5.2 Conexiones y soportes La dimensión en la dirección circunferencial de la superficie cargada no debe ser superior a la tercera parte de la circunferencia de la envolvente. Los esfuerzos adyacentes a la superficie cargada debidos a la presión que actúa en la envolvente pueden tomarse como los esfuerzos de presión de la envolvente sin ningún efecto de concentración debido a la conexión. Bajo la carga combinada de diseño, se aplican los siguientes límites de esfuerzos:

− la intensidad de esfuerzo de membrana primario no debe ser superior a 0,8 K ; − la intensidad de esfuerzo debida a la suma de los esfuerzos de membrana primario y de flexión primario no debe ser superior a 4 K /3;


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− la intensidad de esfuerzo debida a la suma de los esfuerzos de membrana primarios, esfuerzos de flexión primarios y esfuerzos térmicos no debe ser superior a 2 K . A.5.3 Manguitos y aberturas El manguito o abertura debe reforzarse de acuerdo con lo indicado en el apartado 4.3.6.7. Bajo la carga combinada de diseño, se aplican los siguientes límites de esfuerzos:

− la intensidad de esfuerzo de membrana primario no debería ser superior a 0,8 K ; − la intensidad de esfuerzo debida a la suma de los esfuerzos de membrana primario y de flexión primario no debe ser superior a 1,5 K ; − la intensidad de esfuerzo debida a la suma de los esfuerzos de membrana primarios, esfuerzos de flexión primarios y esfuerzos térmicos no debe ser superior a 2 K . A.5.4 Límites de esfuerzos adicionales Cuando haya presentes esfuerzos de membrana de compresión importantes, debe investigarse la posibilidad de pandeo y proceder a la modificación del diseño si es necesario (véase el capítulo A.3). En los casos en que la carga externa esté altamente concentrada, un procedimiento aceptable consistiría en limitar la suma de los esfuerzos de membrana y de flexión (esfuerzo de compresión total) en cualquier dirección en el punto a 0,9 K . Si sólo existe esfuerzo cortante, éste no debe ser superior a K /3. Los esfuerzos de los soportes máximos admisibles no deben ser superiores a K .


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Tabla A.1 Clasificación de esfuerzos en algunos casos típicos Componente del recipiente

Envolvente cilíndrica o esférica

Cualquier envolvente o fondo

Lugar

Origen del esfuerzo

Chapa de envolvente alejada de discontinuidades

Presión interna

Unión con fondo

Presión interna

Cualquier sección a través de todo el recipiente

Gradiente térmico axial

Carga o momento externo o presión interna

Carga o momento externo Cerca de un manguito o de una abertura

Carga o momento externo o presión interna

Cualquier lugar

Diferencia de temperaturas entre envolvente y fondo

Corona Fondo cóncavo o fondo cónico Reborde o unión a envolvente

Presión interna Presión interna

Zona central

Presión interna

Unión a envolvente

Presión interna

Fondo plano

Fondo o envolvente perforado

Ligamento típico en un patrón uniforme

Presión

Ligamento aislado o atípico

Presión

Sección transversal perpendicular al eje del manguito

Presión interna o carga o momento externo Carga o momento externo

Manguito Presión interna Pared de manguito Dilatación diferencial a

Tipo de esfuerzo

Clasificación

De membrana general Gradiente a través del espesor de la chapa De membrana De flexión De membrana De flexión De membrana general, media de toda la sección. Componente de esfuerzo perpendicular a la sección transversal Flexión en toda la sección Componente de esfuerzo perpendicular a la sección transversal De membrana local De flexión De membrana De flexión De membrana De flexión De membrana De flexión De membrana De flexión De membrana De flexión

f L f g f g f g f m f b f La f g f m f b f L f g

De membrana (media de toda la sección transversal)

f m

De flexión (media de toda la anchura del ligamento, pero gradiente a través de la chapa) De membrana De flexión De membrana general, media de toda la sección. Componente del esfuerzo perpendicular a la sección transversal De flexión en toda la sección del manguito De membrana general De membrana local De flexión De membrana De flexión

f m f g f g f g f L f g f m

f m

f b f g f g f m f m f m f L f g f g f g

Debería tenerse en cuenta la posibilidad de pandeo y de deformación excesiva de recipientes con una relación diámetro/espesor elevada.


E N 1 3 4 5 8 -2 : 2 0 0 2

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1) Los esfuerzos de la categorí a f g son aquellas partes del esfuerzo total que son producidas por gradientes térmicos, discontinuidades estructurales, etc. y no incluyen esfuerzos primarios que también pueden existir en el mismo punto. Sin embargo, deberí a tenerse en cuenta que un análisis de esfuerzos detallado da con frecuencia la combinación de esfuerzos primarios secundarios directamente y, cuando procede, este valor calculado representa el total de f m (o f L) + f b + f g y no sólo de f g. 2)

Los sí mbolos f m , f L , f b y f g no representan cantidades individuales sino más bien conjuntos de seis cantidades que representan las seis componentes del esfuerzo.

Fig. A.1 − Categorí as de esfuerzos y l í mites de intensidades de esfuerzos


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Fig. A.2 − Para recipientes sometidos a presi ón externa

Fig. A.3 − Para recipientes no sometidos a presi ón externa


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ANEXO B (Normativo) REQUISITOS ADICIONALES PARA EL ACERO AL 9% DE Ni

B.1 Generalidades

Los recipientes construidos con aceros al 9% de Ni se sueldan normalmente utilizando un consumible austen í tico o austení tico modificado. La resistencia a la tracci ón para un alargamiento del 1% o del 0,2% del material de la chapa base supera normalmente la de una muestra formada únicamente por metal de soldadura. Estos metales de soldadura presentan unas excelentes caracter í sticas de ductilidad y temple de trabajo. Despu és del temple de trabajo, la resistencia a la tracción mejorada del metal de soldadura se mantiene dentro de un r égimen totalmente elástico. El valor de K a adoptar en la f órmula de cálculo del apartado 4.3.6 es el del material base de acero al 9% de Ni. Durante la primera prueba de funcionamiento a plena carga despu és de la fabricaci ón, las soldaduras se deforman plásticamente una cantidad peque ña pero suficiente para que su resistencia aumente hasta crear un equilibrio con las cargas aplicadas. Posteriormente, el recipiente se comporta el ásticamente cuando se somete a la presi ón de trabajo máxima admisible.

B.2 Requisitos especí ficos B.2.1 La temperatura mí nima de diseño de los recipientes construidos con acero al 9% de Ni no debe ser inferior a -196 ºC. B.2.2 La temperatura máxima de diseño debe ser 50 ºC, y no se debe exceder una temperatura m áxima de 200 ºC, cuando se descongele o se seque el recipiente a baja presi ón. B.2.3 El espesor máximo del recipiente en la preparaci ón del borde de la soldadura no debe ser superior a 30 mm. Debe utilizarse un electrodo de soldadura austení tico con alto contenido de n í quel cuando el espesor del recipiente en la preparación del borde de la soldadura sea superior a 20 mm. B.2.4 La longitud total de todas las soldaduras de a tope se debe examinar mediante m étodos radiográficos o ultrasónicos antes de realizar la primera prueba de funcionamiento a plena carga. Las imperfecciones que sean inaceptables de acuerdo con esta norma se deben reparar y se deben volver a examinar para demostrar que se cumple la norma. B.2.5 La longitud total de todas las soldaduras de fijaci ón de derivaciones se debe examinar mediante l í quidos penetrantes antes de realizar la primera prueba de funcionamiento a plena carga. Las imperfecciones que sean inaceptables de acuerdo con esta norma se deben reparar y se deben volver a examinar para demostrar que se cumple la norma. B.2.6 El recipiente y todas las soldaduras se deben examinar visualmente despu és de la prueba de presión para tener la seguridad de que no hay ninguna evidencia de deformaci ón importante. B.2.7 Las probetas de homologación de procedimientos de soldadura y de ensayos de tracci ón transversal de control de 1) la producción deben cumplir los requisitos siguientes :

− no deben presentar una deformaci ón importante cuando se sometan a un esfuerzo de tracci ón igual a la propiedad K del material mí nima especificada correspondiente a la chapa de origen. Es aceptable una peque ña reducción de superficie debida a la deformaci ón pl ástica esperada asociada con el temple de trabajo. La resistencia a la tracci ón medida para un alargamiento del 1% de la probeta de tracci ón transversal, cuando se utilice una longitud de medida de 50 mm, no debe ser inferior a la pr opiedad "K" del material mí nima especificada de la chapa de origen; 1) Estos puntos son también aplicables a ac eros inoxidables austení ticos con temple de trabajo.


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− debe demostrar una resistencia a la rotura no inferior a la resistencia a la rotura m í nima especificada de la chapa de origen. B.2.8 Se deben utilizar ensayos de flexi ón longitudinal en lugar de ensayos de flexi ón lateral, de acuerdo con lo permitido por la Norma EN 288, para la homologaci ón de procedimientos de soldeo o para los ensayo de chapas de 1) ensayo de control de producci ón. B.2.9 Se debe demostrar que la zona afectada por el calor en el l í mite de fusión de la soldadura alcanza una resistencia al choque en entalla en V seg ún ISO de 50 julios a -196 ºC, como una media de 3 probetas, durante los ensayos de homologación del procedimiento de soldeo y ensayos de chapas de control de la producci ón. Esta probeta debe ser transversal. B.2.10 Las aberturas no deben estar situadas con sus ejes a una distancia de las costuras principales inferior a dos 1) veces su diámetro. B.2.11 Las soldaduras a tope no deben estar situadas en lugares donde puedan estar sometidas a elevados esfuerzos de 1) flexión, que puedan dar por resultado ciclos pl ásticos y pandeo incremental. B.2.12 Los recipientes de acero al 9% de Ni pueden estar provistos de manguitos de acero inoxidable. Si el di ámetro exterior del manguito es superior a 75 mm, se deben evaluar los esfuerzos en la envolvente y en el manguito debidos a presión, cargas mec ánicas y dilatación t érmica para demostrar que cumplen los requisitos del anexo A y para proporcionar una duración bajo fatiga adecuada para la aplicaci ón a la que est é destinado el recipiente. B.2.13 Los alambres de metal de aportaci ón se deben seleccionar entre materiales austen í ticos, austení ticos modificados o austení ticos con alto contenido de ní quel. B.2.14 El acero al 9% de Ni según la Norma EN 10028-4:1994 se considera adecuado para la construcci ón de recipientes criogénicos de acuerdo con esta norma. Tambi én pueden ser adecuados otros materiales.

1) Estos puntos son también aplicables a aceros inoxidables austení ticos con temple de trabajo.


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ANEXO C (Informativo) REFORZAMIENTO MEDIANTE PRESIÓN DE RECIPIENTES DE ACEROS INOXIDABLES AUSTEN ÍTICOS

C.1 Introducción

Los aceros inoxidables austen í ticos tienen caracterí sticas de esfuerzo/deformación (véase la figura C.2) distintas de las caracterí sticas de los aceros al carbono (v éase la figura C.1), que permiten que el acero inoxidable acepte esfuerzos como un medio de aumentar su resistencia a la tracci ón. Con estos aceros es posible alcanzar una deformaci ón pl ástica del 10% si tienen un alargamiento a la rotura m í nimo del 35% en el estado de tratamiento t érmico de solución. El acero inoxidable austení tico que se ha sometido a un esfuerzo superior a la resistencia a la tracci ón más alta conserva e incluso aumenta su ventaja de resistencia mejorada a temperaturas criog énicas. Por ejemplo, cuando una acero inoxidable austen í tico se carga a tracción aplicándole un esfuerzo # k superior a su resistencia a la tracci ón y luego se descarga, el resultado es un alargamiento pl ástico permanente. Cuando éste acero se cargue de nuevo seguir á siendo elástico hasta este esfuerzo m ás elevado que es entonces la nueva resistencia a la tracción y s ólo cuando el esfuerzo sea superior a # k la deformación será plástica seguirá entonces la curva original de esfuerzo/deformación. Si se ha elegido el esfuerzo de reforzamiento # k , el espesor mí nimo de la pared de las partes del recipiente se puede calcular utilizando esfuerzos de dise ño que sean iguales o inferiores a dos tercios de # k (que es igual a la nueva resistencia a la tracci ón). En la práctica, el reforzamiento se consigue sometiendo a presi ón el recipiente terminado hasta alcanzar un valor de la presión pk que se sabe que produce el esfuerzo necesario y que a su vez produce la cantidad de deformaci ón plástica necesaria para soportar la carga de presi ón. Esta tecnologí a se aplica principalmente a recipientes (o partes de recipientes) de dise ño no complejo del "tipo de globo", es decir, estructuras en las cuales son dominantes los esfuerzos de membrana inducidos por la presi ón. Normalmente, otras partes del recipiente se dise ñan sobre la base de valores de esfuerzos de dise ño convencionales de acuerdo con el capí tulo 4 y con los anexos pertinentes de esta norma. NOTA

− Este método se conoce también con el nombre de estiramiento en frí o. Sin embargo, en uso de la palabra "frí o" en relación con recipientes criogénicos puede producir confusión ya que la presión de reforzamiento se aplica a temperatura ambiente. Además, el estiramiento será ligero, si es que se produce, cuando se utiliza material para la envolvente en estado de temple de trabajo. Por otra parte, la aplicación de una presión superior a la presión de prueba normal demuestra de manera efectiva la capacidad de soportar esfuerzos y presiones de todas las partes del recipiente completo.

C.2 Campo de aplicación

Este anexo se aplica a recipientes criogénicos a presión fabricados de acero inoxidable austen í tico cuyo espesor de pared no sea superior a 30 mm, reforzados por aplicaci ón de presión la temperatura ambiente una vez terminados, y destinados a ser utilizados a una temperatura máxima de funcionamiento inferior a 50 ºC.

C.3 Términos, definiciones y unidades de medida

Para los fines de este anexo se aplican los t érminos, definiciones, sí mbolos y unidades de medida indicados en el apartado 3.1 junto con el siguiente. C.3.1 recipiente reforzado por aplicaci ón de presión: Recipiente a presión que se ha sometido a una presi ón interna calculada y controlada (presión de reforzamiento) después de su terminaci ón. El espesor de la pared de un recipiente de este tipo se calcula sobre la base del esfuerzo correspondiente a la presi ón de reforzamiento y no sobre la base del valor del esfuerzo de diseño convencional del material utilizado.


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NOTA

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− Los recipientes a presión fabricados con material con tratamiento térmico de solución se someterán a una deformación plástica controlada durante la operación de reforzamiento, de manera que aumente su punto de fluencia. Los recipientes a presi ón fabricados de material con temple de trabajo se someterán a deformación plástica pequeña o nula.

C.4 Materiales C.4.1 Los materiales de construcci ón aceptados que ya han demostrado ser adecuados para reforzamiento por presi ón para funcionar a temperaturas no inferiores al -196 ºC, son los aceros inoxidables austen í ticos especificados en la tabla C.1. Los requisitos relativos a estos materiales puede encontrarse en la Norma EN 10028-7.

Si el material se suministra en estado de temple de trabajo, su alargamiento a la rotura A5 no deberí a ser inferior al 35%. Tabla C.1 Aceros inoxidables austen í ticos aceptados para reforzamiento por presi ón de recipientes criogénicos para temperaturas de funcionamiento no inferiores a -196 ºC Material con tratamiento térmico de soluci ón

Designación del acero

Recipiente reforzado por aplicación de presi ón

σ k

N úmero

Rp0,2 2 N/mm mí n.

Rp1,0 2 N/mm mí n.

N/mm máx.

X5CrNi18-10

1.4301

210

250

410

X2CrNi19-11

1.4306

200

240

400

X2CrNiN18-10

1.4311

270

310

470

X6CrNiTi18-10

1.4541

200

240

400

X6CrNiNb18-10

1.4550

200

240

400

X5CrNiN19-09

1.4315

270

310

470

Nombre

2

C.4.2 En el caso de que se tengan que homologar aceros austen í ticos metaestables de acuerdo con el cap í tulo 8 de la Norma EN 13458-1:2002 distintos de los incluidos en la lista de la tabla C.1 para reforzamiento mediante aplicaci ón de presión o de que la temperatura de funcionamiento sea inferior a -196 ºC, la calidad del acero y el procedimiento de soldeo deberí an ser objeto de un ensayo de aprobaci ón tipo que se detalla más abajo. Se deber í a realizar este ensayo además de los ensayos exigidos por el apartado 8.1 de la Norma EN 13458-1:2002 y por el apartado 5.6.1 de esta norma.

Una chapa de ensayo soldada se deber í a someter a un esfuerzo de tracci ón a través de la soldadura igual al valor previsto de # k . Probetas sacadas de esta chapa de ensayos se deber í an ensayar de la manera siguiente:

− para ensayar el material base: dos ensayos de tracci ón según la dirección del esfuerzo aplicado y un conjunto de ensayos de choque transversalmente a la direcci ón del esfuerzo aplicado; − para ensayar la soldadura: dos ensayos de tracci ón transversalmente a la soldadura y un conjunto de ensayos de choque del metal de soldadura de acuerdo con el apartado 3.4 de la Norma EN 1252-1:1998. Un ensayo de tracci ón y el conjunto de ensayos de choque se deber í an realizar a la temperatura de funcionamiento más baja y la otro ensayo de tracci ón se deberí a realizar a 20 ºC. El material base y la soldadura deber í an cumplir lo siguiente: Rp0,2 $ # k ;

A5 ≥ 25%;

2

# k ISO-V $ 50 J/cm


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C.5 Diseño C.5.1 Generalidades C.5.1.1 Los espesores de las paredes calculados de acuerdo con los apartados C.5.3 y C.5.4 se refieren a los espesores antes del reforzamiento. C.5.1.2 Pueden utilizarse diámetros nominales en los c álculos de diseño. No es necesario dejar ning ún margen para el posible aumento de diámetro debido al reforzamiento. 2

C.5.1.3 El valor máximo del esfuerzo de diseño se limita a 200 N/mm por encima de R p0,2 para el material en estado de tratamiento térmico de solución. C.5.1.4 Puede utilizarse un coeficiente de uni ón soldada de 1,0 para el c álculo de todas las partes reforzadas por aplicación de presión del recipiente (soldaduras longitudinales de un cilindro, cono o fondo). C.5.1.5 El reforzamiento por presión se aplica a recipientes (o partes de recipientes) en los cuales los esfuerzos de membrana inducidos por presión sean dominantes. Las demás partes del recipiente se deber í an diseñar de acuerdo con el capí tulo 4 y los anexos pertinentes de esta norma. Este requisito no deber í a excluir la utilización del proceso de reforzamiento, siempre que el fabricante pueda demostrar que no provoca deformaciones que puedan poner en peligro la integridad del recipiente. C.5.2 Diseño para presi ón interna C.5.2.1 Valores del esfuerzo de dise ño. El valor del esfuerzo de diseño # k a 20 ºC se puede seleccionar libremente hasta el valor del esfuerzo de dise ño admisible más alto # k máx. de acuerdo con la tabla C.1. Este valor del esfuerzo de diseño admisible más alto es el mismo si el material utilizado se encuentra en estado de tratamiento t érmico de solución o en estado de temple de trabajo. C.5.2.2 Cálculo de la presi ón de reforzamiento. La presión de reforzamiento necesaria pk se calcula de acuerdo con la f órmula: pk = 1,5 p NOTA

(C.1)

− Se sabe también que el material sometido esfuerzo aumenta su resistencia cuando se enfrí a hasta temperaturas criogénicas. Sin embargo, el efecto sobre la presión de reforzamiento (análogo al efecto sobre la presión de prueba como en el apartado 4.2.3.2 g) de este documento) no se tiene en cuenta en este anexo.

C.5.2.3

Cálculo de los espesores de las paredes

C.5.2.3.1 Generalidades. Los espesores de las paredes de las distintas partes del recipiente a presi ón se deberí an calcular de acuerdo con los apartados aplicables de esta norma, con las modificaciones indicadas en la tabla C.2.


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Tabla C.2 Modificaci ón de las f órmulas para el dise ño de recipientes reforzados mediante aplicaci ón de presi ón

Apartado de esta norma

Modificaci ón, véase el apartado de este anexo

4.3.6.1

Cilindros y esferas sometidos a presión interna

C.5.2.3.3

4.3.6.4

Fondos cóncavos sometidos a presi ón interna o externa 4.3.6.4.4. Cálculo de la presi ón interna (presión en la superficie c óncava)

C.5.2.3.4

4.3.6.5

Conos sometidos a presi ón interna o externa 4.3.6.5.6 Cálculo de la presión interna (presión en la superficie cóncava) " ≤ 70º

C.5.2.3.4

4.3.6.5.7 Cálculo de la presión interna (presión en la superficie cóncava " > 70º

C.5.2.3.2

4.3.6.6

Fondos planos

C.5.2.3.2

4.3.6.7

Aberturas en cilindros, esferas y conos

C.5.2.3.5

C.5.2.3.2 No pueden aceptarse partes en las cuales sean dominantes los esfuerzos de flexi ón y existan grandes deformaciones, como por ejemplo conos planos de acuerdo con el apartado 4.3.6.5.7 y fondos planos de acuerdo con el apartado 4.3.6.6, que se deber í an calcular de la manera normal utilizando la presi ón de diseño p y valores del esfuerzo de diseño de acuerdo con el apartado 4.3.2.3. Es decir, que el efecto del reforzamiento no se deber í a utilizar en tales diseños.

Además, es recomendable comprobar la capacidad para superar el reforzamiento sin sufrir deformaci ón plástica repitiendo los cálculos, utilizando para ello la presión de reforzamiento (teniendo en cuenta la masa del contenido) para la presión de prueba pT y el valor del esfuerzo de dise ño a 20 ºC, de acuerdo con el apartado 4.3.2.3 a). C.5.2.3.3 Para diseñar partes de acuerdo con el apartado 4.3.6.1.3, se inserta en las f órmulas aplicables lo siguiente:

− valor del esfuerzo de diseño # k; − coeficiente de unión soldada 1,0. C.5.2.3.4 Las partes de acuerdo con los apartados 4.3.6.4.4 y 4.3.6.5.6 de esta norma se deber í an diseñar con las mismas modificaciones indicadas en el apartado C.5.3.3.2. Adem ás, el factor de forma ! para fondos cóncavos puede reducirse a:

− 2,93 para fondos torisf éricos del 10%; − 1,91 para fondos torisf éricos de 2:1. Sin embargo, deberí a demostrarse por cálculo o experimentación que el esfuerzo durante el reforzamiento no causar á una deformación excesiva en zonas sometidas a esfuerzos de flexi ón. En lo casos en los que la deformaci ón conduzca a una forma mejor (por ejemplo, fondos con una gran concavidad que se conviertan en hemisf éricos) puede utilizarse el método incluso con grandes esfuerzos de f lexión. También habrá riesgo de pandeo en zonas sometidas a esfuerzos de compresi ón (por ejemplo, el reborde de los fondos cóncavos y las zonas de esquina de los conos) donde se deber í a prestar una atención especial. Pero puesto que el pandeo depende en gran medida de imperfecciones iniciales y del temple de trabajo del material antes de la presurizaci ón, nada puede sustituir a la experiencia. Sin embargo, el proceso de estiramiento revelar á por sí mismo cualquiera de tales tendencias (véase el apartado C.6.1).


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C.5.2.3.5 Para refuerzos de aberturas se deber í a considerar la rigidez de la conexi ón con objeto de evitar refuerzos sobredimensionados. Se deber í an utilizar con preferencia aberturas sin refuerzo. Las aberturas no reforzadas en este contexto incluyen las aberturas con refuerzos que no cumplan el apartado 4.3.6.7.5 de esta norma.

Para aberturas en las cuales el diámetro de agujero sea superior al indicado a continuaci ón, el cálculo del reforzamiento se realiza de acuerdo con el apartado 4.3.6.7 de esta norma, con las mismas modificaciones indicadas en el apartado C.5.2.3.3. Si se utilizan refuerzos de chapa externos u otros tipos de refuerzos no soldados con soldadura de plena penetraci ón, se deberí a observar el riesgo de sobrecarga de las soldaduras durante el reforzamiento. Si la eficiencia de ligamento es inferior a 1, se deber í an analizar los esfuerzos debidos al reforzamiento de acuerdo con el apartado 4.3.6.7 de esta norma. Abertura admisible m ás grande de agujeros individuales sin reforzar

En el caso de agujeros de uni ón de un manguito, etc. a la envolvente, el diámetro interior del manguito no deber í a ser superior a d máx.. d máx.

es el diámetro de la mayor abertura admisible (eje mayor de los agujeros ovales), mm;

D y

es el diámetro exterior de la envolvente, mm;

R

es el radio interior de la corona del fondo, mm;

s0

es el espesor de la pared de la envolvente sin perforar, mm;

s

es el verdadero espesor de la pared de la envolvente, mm;

µ

= s0 / s;

C

= 60 2b1 − µ g con un máximo de 60 mm; d máx. = 0,4

D y s + C

(C.2)

El valor de d máx. se calcular á de acuerdo con la f órmula (C.2) y puede redondearse a la decena de mm par m ás alta siguiente, pero en cualquier caso el valor de d máx. deberí a cumplir las condiciones siguientes: d máx. ≤ 150 mm

(C.3)

d máx. ≤ 0,2 D y

(C.4)

El espesor de la pared de un cilindro sin perforar se calcula ut ilizando la f órmula: s0

pD y

= 20

σ k 1,5

+ 2 p

(C.5)

El espesor de la pared de la zona de la corona de un fondo c óncavo sin perforar se calcula utilizando la f órmula: s0

=

pR

20

σ k 1,5


(C.6)

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C.5.3 Diseño para presi ón externa C.5.3.1 Si un recipiente reforzado por presión y que funcione normalmente sometido a presión interna puede ser sometido a presión externa, dicho recipiente se deberí a diseñar para que sea capaz de soportar la presi ón externa de acuerdo con los apartados aplicables del cap í tulo 4.

Para estos cálculos, el valor del esfuerzo de diseño se deberí a tomar del apartado 4.3.2.3. Si el recipiente reforzado por presión se fabrica de material con tratamiento t érmico de solución, los factores de seguridad S k indicados en el apartado 4.3.2.4 pueden sustituirse por S k /1,5. NOTA

− Esta modificación es una consecuencia de la forma mejorada del recipiente a presión producida por la aplicación de esfuerzos, lo cual permite aceptar un factor de seguridad inferior.

En el caso de recipientes que tengan grandes manguitos en la envolvente o cuando esta mejora de la forma resulte dudosa por otras razones, la modificaci ón anterior sólo se puede utilizar si mediciones realizadas despu és del reforzamiento demuestran que la ovalizaci ón del recipiente no es importante. C.5.3.2 Si la forma del recipiente es tal que est á sometido a presión externa durante la operación de reforzamiento, se deberí a calcular utilizando la presión de reforzamiento (teniendo en cuenta la masa del contenido) como una presi ón de prueba pT y las propiedades del material a 20 ºC de acuerdo con el apartado 4.3.2.3.2 de esta norma. C.6 Fabricaci ón e inspecci ón C.6.1 Procedimiento de reforzamiento C.6.1.1 La operación de reforzamiento, que es un paso de en la producci ón del recipiente terminado, se deber í a hacer siguiendo instrucciones escritas. Estas instrucciones deber í an incluir los pasos descritos en los apartados C.6.1.2 a C.6.1.6.

Cuando sea necesario realizar inspecciones y mediciones de recipientes sometidos a presi ón, se deberí an utilizar instalaciones y procedimientos adecuados para garantizar la seguridad de los inspectores, empleados y p úblico en general. C.6.1.2 El recipiente se llena con un l í quido. Antes de cerrar el recipiente, se deber í a esperar durante 15 minutos como mí nimo para permitir que escape todo el aire disuelto en el l í quido. A continuación, el recipiente se llena hasta el máximo y se sella. C.6.1.3 Se deberí a medir la circunferencia de todas las virolas (por ejemplo, con cintas de acero) en las cuales se espere el mayor aumento de secci ón transversal. La velocidad de deformaci ón durante la operación de reforzamiento se deberí a calcular a lo largo de toda la circunferencia. C.6.1.4 El reforzamiento se realizará de la manera siguiente: Se aumenta la presi ón hasta que alcance el valor de la presión de reforzamiento y se mantiene hasta que la velocidad de deformaci ón haya descendido a menos del 0,1%/hora. El tiempo durante el cual el recipiente esta sometido a presi ón no deberí a ser inferior a 1 hora (ver sin embargo el apartado C.6.1.5). La velocidad de deformaci ón se deberí an comprobar mediante mediciones repetidas de la circunferencia de acuerdo con lo indicado en el apartado C.6.1.2. El requisito de 0,1%/h se deber í a cumplir durante la última media ahora. NOTA

− El tiempo total que estará sometido a presión recipiente puede ser largo. Este tiempo se puede reducir si se aplica a una presión un 5% más alta durante el primer perí odo de 0,5 h a 1 h de la operación.

C.6.1.5 Para recipientes a presión cuyo diámetro no sea superior a 2 000 mm el tiempo de sometimiento a presi ón puede reducirse a 30 minutos y el requisito de 0,1%/h deber í a cumplirse durante los últimos 15 minutos.


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C.6.1.6 La operación de reforzamiento sustituye a la presi ón de prueba inicial del recipiente. En el caso de que sea necesaria la última prueba de presi ón, sólo se deberí a utilizar la presi ón de prueba normal. Si es necesario reparar el recipiente, esta reparaci ón y la prueba de presión correspondiente, o en su caso la nueva operaci ón de reforzamiento, se deberí an realizar de acuerdo con el apartado C.6.3.4. C.6.2 Registro del procedimiento. Se deberí a hacer un registro por escrito de la operaci ón que contendrá como mí nimo la informació n siguiente:

− secuencia de presurizaci ón con especificación de las lecturas de presi ón y hora a la se hayan hecho; − mediciones de las circunferencia antes, durante y después de la presurización; − cálculos de las velocidades de deformaci ón a partir de las mediciones de circunferencias; − todo cambio significativo de forma y tama ño pertinente para el funcionamiento del recipiente; − todo requisito de renovación del reforzamiento (según los apartados C.6.1.5 y C.6.3.4). C.6.3 Soldeo C.6.3.1 El m étodo de reforzamiento presupone un soldeo de alta calidad. Se aplican las mismas reglas que para recipientes criogénicos fabricados convencionalmente, con la excepci ón de que no es necesario tomar chapas de muestra para control de la producci ón. C.6.3.2 Los ensayos no destructivos se deber í an realizar antes del reforzamiento y deberí an tener el alcance estipulado en el apartado 6.3 para un coeficiente de uni ón soldada de 1,0. Cuando se puedan esperar elevadas concentraciones locales de esfuerzos y deformaciones durante la operaci ón de reforzamiento, también se deberí a realizar un examen con lí quidos penetrantes, por ejemplo, en cambios de espesor de la pared o en manguitos soldados. C.6.3.3 Una vez terminada la operaci ón de reforzamiento y reducida la presi ón hasta el valor de la presi ón de diseño, se deberí an examinar visualmente las soldaduras externamente en toda su longitud. Los lugares que se hayan examinado con lí quidos penetrantes de acuerdo con el apartado C.6.3.2 se deber í an ensayar si es posible de forma aleatoria utilizando un método volumétrico (preferiblemente mediante examen radiográfico). C.6.3.4 Se deberí a repetir el reforzamiento si partes del recipientes reforzadas por presi ón se han visto afectadas de forma importante por soldadura despu és del reforzamiento. Se permiten excepciones para soldadura por puntos de conexiones sometidas únicamente a cargas bajas (por ejemplo, soportes de aislamiento) y soldadura de manguitos con un diámetro no superior al 10% del di ámetro interior del recipiente (con un m áximo de 100 mm) o peque ñas reparaciones de soldaduras con efectos comparables sobre la construcci ón. Tales soldaduras se deber í an examinar de acuerdo con los apartados C.6.3.2 y C.6.3.3.

A menos que se repita el reforzamiento por presi ón, se deber í a realizar una prueba de presi ón normal según lo exigido por el apartado 6.5.2 después de hacer todas las soldaduras en las partes sometidas a presi ón C.6.4 Plano del recipiente a presión C.6.4.1

Además de la información necesaria según el apartado 4.2.2, el plano deberí a incluir el texto siguiente:

− el recipiente se fabrica de acuerdo con el anexo C; − la presión de reforzamiento en bar; − los espesores y di ámetros indicados son los correspondientes al estado antes del reforzamiento. C.6.4.2

Los detalles que tengan que soldarse en posici ón después del reforzamiento se deber í an marcar en el plano.

C.6.5 Placa de caracter í sticas. La placa de caracter í sticas, además de la información de acuerdo con el cap í tulo 10 de la Norma EN 13530-1:2002, deberí a incluir el texto "REFORZADO POR PRESIÓN".


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C.7 Comentarios C.7.1 Teor í a del reforzamiento

Los aceros inoxidables austen í ticos presentan un temple de trabajo considerable cuando sufren deformación, conservando al mismo tiempo las caracter í sticas del material. El esfuerzo necesario para que prosiga la deformación aumenta continuamente a medida que aumenta la deformaci ón. Por tanto, una curva de esfuerzo/deformación para acero austen í tico no tiene la región de flujo tí pica de los aceros al carbono y de baja aleaci ón. Compárense las curvas de esfuerzo/deformación de las figuras C.1 y C.2.

Fig. C.1 − Curva de esfuerzo/deformaci ón para acero al carbono

Fig. C.2 − Curva de esfuerzo/deformaci ón para acero inoxidable austen í tico

Si una probeta de ensayo a tracci ón de acero inoxidable austen í tico con tratamiento térmico de solución se somete a un esfuerzo de reforzamiento # k y luego se descarga, se encontrar á una deformación pl ástica permanente. Si se somete la misma probeta a carga por segunda vez, la deformaci ón seguirá siendo elástica hasta un nivel de esfuerzo superior al anterior Sólo cuando se supere el esfuerzo # k la deformación plástica seguirá realizándose a lo largo de la curva original. Una probeta que se haya sometido a un esfuerzo de reforzamiento # k puede considerarse como una nueva probeta con: R p0, 2

= σ k

(C.7)

Un acero inoxidable austen í tico que se haya estirado a temperatura ambiente hasta un valor de la resistencia a la tracción más alto, también presenta un valor de la resistencia a la tracci ón más alto a todas las dem ás temperaturas. La tenacidad del material despu és de estirarlo hasta el 10% (deformación nominal) seguirá siendo satisfactoria, ya que los aceros austení ticos con tratamiento térmico de soluci ón tienen un alargamiento a la rotura no inferior al 35%. La deformación plástica necesaria se obtiene sometiendo el recipiente a presi ón terminado a una presión de reforzamiento pk . Esta presión se calcula para que haya un margen de seguridad suficiente respecto a la deformaci ón pl ástica para esfuerzos causados por una presi ón igual a la presión de diseño p. Los espesores mí nimos de las paredes para las distintas partes del recipiente se calculan despu és de establecer un valor # k del esfuerzo de diseño adecuado.


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Durante el reforzamiento del recipiente terminado, el material alcanza un esfuerzo de reforzamiento (# k ) que es como mí nimo 1,5 veces la tensi ón de funcionamiento de diseño. C.7.2 Material con temple de trabajo C.7.2.1 El t érmino material con temple de trabajo se deber í a aplicar al material cuya resistencia a la tracci ón se haya aumentado mediante laminación en frí o, enderezado por laminaci ón, estiramiento según un solo eje en una m áquina de estirar u otros tipos de trabajo en fr í o. C.7.2.2 Puede utilizarse material con temple en frí o con objeto de reducir o eliminar la deformación debida al reforzamiento del recipiente a presión. Se utiliza fundamentalmente para cilindros sometidos a presi ón interna C.7.2.3 El aumento de la resistencia a la tracción de un material con temple en fr í o es aproximadamente el mismo en todas las direcciones. La resistencia a la tracci ón de las chapas con temple de trabajo se deber í a determinar en muestras tomadas transversalmente a la direcci ón de laminado o estirado respectivamente. C.7.2.4 La estructura del material con temple de trabajo sólo difiere de la del material con tratamiento t érmico de solución en que es mayor el número de dislocaciones. El material que se ha sometido a una deformaci ón homogénea está exento de esfuerzos residuales. El temple de trabajo no afecta de manera importante a la resistencia general a la corrosión.

La soldadura del material con temple de trabajo da lugar a una zona afectada por el calor (ZAT), cuya anchura depende del método de soldeo. En el soldeo por arco con electrodos recubiertos, la anchura de la zona es aproximadamente igual al espesor del material. La resistencia a la tracci ón de la zona puede reducirse, pero el subsiguiente reforzamiento hace que vuelva al mismo nivel aproximadamente del material circundante. La tenacidad al choque y la resistencia a la corrosi ón de la zona dependen fundamentalmente del estado inicial del material (análisis, estructura bien recocida) y del m étodo de soldeo (alcance del calentamiento), pero s ólo ligeramente del grado de reforzamiento. El reforzamiento de un recipiente a presión disminuye generalmente los esfuerzos residuales locales introducidos en el recipiente durante el proceso de fabricación. C.7.3 Obtención de f órmulas C.7.3.1 Consideremos un cilindro de di ámetro en el centro D y presión de diseño p, que se ha sometido a reforzamiento a un valor del esfuerzo de dise ño # k. El espesor de su pared deber í a cumplir la f órmula para cilindros del apartado 4.3.6.1.3 de esta norma: s=

pDsF

20 σ k z

(C.8)

Se recomienda que el reforzamiento se realice de tal manera que la envolvente se someta al esfuerzo # k . El esfuerzo en un cilindro es:

σ =

pD

20 s

(C.9)

y la presión de reforzamiento pk será por tanto: pk =

20sσ k D


(C.10)

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Si se sustituye s de acuerdo con la f órmula (C.2): s pk = p F z

(C.11)

Puesto que S F = 1,5 y z = 1,0, esto corresponde a la f órmula (C.1). Evidentemente, los cilindros se pueden calcular a partir de la f órmula del apartado 4.3.6.1.3 si # k se introduce como el valor del esfuerzo de dise ño y se toma 1,0 como el coeficiente de unión soldada. NOTA

− Si se aplica un factor de uniones soldadas z inferior a 1,0 a cualquier costura principal individual, es necesario aumentar presión de reforzamiento de acuerdo con la f órmula (C.5). Para soportar esta presión más alta, es necesario aumentar el espesor de todas las partes del recipiente.

C.7.3.2 Si una envolvente consta de varias virolas y el espesor de una de ellas es mayor que el de las otras, tendr á un valor # k inferior que el de las otr as virolas después del reforzamiento.

La virola más gruesa necesitar á entonces una presi ón reforzamiento más elevada que las otras. Puesto que esto es imposible, esta virola no cumplir á la f órmula (C.8) (no "suficientemente reforzada") ya que no se alcanzará la resistencia a la tracción # k prevista. Con el objeto de conseguir todo el efecto teórico en el recipiente, ser í a necesario disminuir el espesor de la virola m ás gruesa. Puesto que esto apenas aumentar í a la seguridad del recipiente, se permite utilizar un espesor mayor en algunas partes, por ejemplo, donde esto es requerido por las cargas externas, aunque no sea te óricamente correcto. Por consiguiente, se permite utilizar un e spesor constante en fondos c ónicos aunque estrictamente hablando la teor í a del reforzamiento requiere que el espesor disminuya proporcionalmente al radio. De forma similar, la parte esf érica de un fondo cóncavo estará en algunos casos "insuficientemente reforzada por presión". C.7.3.3 Las f órmulas obtenidas en el apartado C.7.3.1 se pueden aplicar a partes exentas de esfuerzos de flexi ón, es decir, cilindros, esferas y fondos hemisf éricos.

En general, no se permite el uso del efecto del reforzamiento en partes sometidas a esfuerzos de flexi ón primarios. Para estas partes, es necesario investigar los esfuerzos durante el reforzamiento (v éase el apartado C.5.2.3.2) y el funcionamiento normal. Ciertas partes de recipientes a presi ón, como fondos cóncavos y cónicos, contienen lo que se denomina esfuerzos de flexión secundarios (véase el anexo A). Se permite utilizar en estas partes el efecto de reforzamiento, pero es necesario investigar la magnitud de los esfuerzos de flexión secundarios que normalmente no deben ser superiores a 2 # k . Exceptuado esto, es necesario investigar los fondos torisf éricos 2:1 en los que la experiencia ha demostrado que los esfuerzos de flexión son moderados. C.7.3.4 La experiencia ha demostrado que es posible utilizar valores del esfuerzo de dise ño para materiales reforzados por presión cuando se dimensionan las placas de refuerzo de acuerdo con el apartado 4.3.6.7. C.7.3.5 Este anexo no excluye la utilizaci ón del efecto de reforzamiento, siempre que el fabricante pueda demostrar que no provoca deformaciones peligrosas u otros problemas. C.7.4 Deformaciones en el reforzamiento C.7.4.1 El valor de diseño máximo admisible # k máx. para la los distintos aceros se ha establecido casi siempre en un 2 valor 200 N/mm por encima de R p0,2 para materiales con tratamiento térmico de soluci ón.

En los ensayos de tracci ón convencionales, este esfuerzo máximo produce un alargamiento inferior al 10%.


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C.7.4.2 El proceso de reforzamiento se puede simular en los ensayos de tracci ón aumentando el tiempo que la probeta está sometida a la carga. Esto aumenta el alargamiento bajo el esfuerzo m áximo en un 1% a 2% adicional.

Después del reforzamiento simulado, la resistencia a la tracci ón R p0,2 del material que (calculada sobre la base de la 2 sección trasversal antes del reforzamiento) es del orden de 30 N/mm . C.7.4.3 Un estado de esfuerzos multiaxial da por resultado valores del alargamiento distintos de los de los ensayos de tracción. Estos valores del alargamiento se pueden evaluar de acuerdo con un gr áfico de temple por deformaci ón del material, como el que se aplica a los valores efectivos del esfuerzo # y del alargamiento ε .

σ=

ε=

1 2

bσ 1 − σ 2 g2 + bσ 2 − σ 3 g2 + bσ 3 − σ 1 g2

2 9

bε 1 − ε 2 g2 + bε 2 − ε 3 g2 + bε 3 − ε1 g2

Si los valores efectivos se hacen iguales a 1, los esfuerzos y alargamientos principales obtenidos por las condiciones más sencillas de esfuerzo se dan en la tabla C.3.

Tabla C.3 Esfuerzos y alargamientos para distintos casos de carga Esfuerzo verdadero

Ensayo de resistencia a la tracción Cilindro Esfera

Alargamiento verdadero

# 1

# 2

# 3

#

%1

%2

%3

%

1

0

0

1

1

-0,5

-0,5

1

1,15

0,58

0

1

0,87

0

-0,87

1

1

1

0

1

0,5

0,5

-1

1

Entre otras cosas, la tabla C.3 expresa el hecho de que una probeta de tracci ón se contrae en dos dimensiones, mientras que un cilindro sólo disminuye en espesor una magnitud correspondiente al aumento de la circunferencia. La tabla C.3 muestra que un esfuerzo efectivo determinado # produce un alargamiento distinto en la dirección del esfuerzo principal %1 para los distintos casos de carga. El mismo esfuerzo efectivo que produce una deformaci ón del 10% en un ensayo de tracci ón (%1 = 1,0) produce una deformaci ón circunferencial del 8,7% (%1 = 0,87) en una envolvente cilí ndrica y del 5% (%1 = 0,5) en una esfera. Los esfuerzos verdaderos # 1, # 2, # 3 y # se calculan sobre la base de la secci ón transversal del material después de la deformación. Si en lugar de esto se utilizan los esfuerzos nominales, calculados sobre la base de la secci ón transversal original del material, la comparación de las deformaciones ser á distinta. El ejemplo siguiente da una indicación de la diferencia. EJEMPLO Se utilizan valores de una curva tí pica de temple por deformaci ón de acero inoxidable austen í tico, es decir, 2 2 0,2%/280 N/mm y 10%/420 N/mm . Si se aplican a este material esfuerzos principales nominales iguales # 1 nom, la deformación principal %1 para el cilindro cambia de 0,87 a 0,66 y para la esfera de 0,5 a 0,58. La deformación para la presión de estallido es la mitad de la deformación máxima homogénea en el ensayo de tracci ón para un cilindro y un tercio para una esfera.


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C.7.4.4 En la práctica, la deformación circunferencial máxima de los cilindros es normalmente del 3% al 5% cuando se utiliza chapa con tratamiento térmico de solución y menor en la parte esf érica de los fondos. Los factores siguientes contribuyen a que los valores medidos sean menores que el valor m áximo calculado teóricamente:

− la resistencia a la tracci ón Rp0,2 que es mayor que la resistencia mí nima especificada para el material; − el espesor de la chapa es mayor que el nominal; − hay efectos reforzamiento de fondos, manguitos, etc. C.7.4.5 Deberí a tenerse en cuenta que el reforzamiento de recipientes a presi ón fabricados de material con tratamiento térmico de solución puede afectar a la posici ón, dirección y redondez de los manguitos. Esto no supone ninguna reducción de la seguridad del recipiente, pero en algunos casos puede ser un inconveniente para el usuario. NOTA

− Una forma de minimizar estos cambios es soldar los manguitos en su sitio después del reforzamiento, en cuyo caso puede ser necesario repetir el reforzamiento de recipiente (véase el apartado C.6.3.4). Este segundo reforzamiento conduce generalmente a deformaciones mucho más pequeñas.

C.7.4.6 Cuando se utiliza tubo soldado para los manguitos de un cilindro o cono, la soldadura longitudinal del tubo deberí a situarse en la direcci ón en la cual los esfuerzos son menores, es decir, en un plano perpendicular al eje longitudinal del cilindro o cono.


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ANEXO D (Normativo) SISTEMAS PARA LIMITAR LA PRESIÓN

En el diseño de sistemas para limitar la presi ón, el fabricante tiene que evaluar los peligros relacionados con el equipo de presión que está fabricando. El equipo debe entonces dise ñarse y construirse teniendo en cuenta la evaluaci ón realizada. Al seleccionar las soluciones m ás apropiadas, el fabricante debe hacer lo siguiente:

− eliminar o reducir los peligros en la medida que sea razonablemente posible y − adoptar las medidas de protecci ón necesarias contra los peligros que no se puedan eliminar de manera razonable. La selección del número, tipo y disposición de los dispositivos de sistema para aliviar la presi ón y es una cuestión compleja y que requiere que el diseñador tenga en cuenta cuidadosamente la calidad, fiabilidad, servicio, aplicación y mantenimiento. En esta norma, no se recomienda ning ún sistema espec í fico de protección contra exceso de presi ón, pero en la figura D.1 se muestran dos ejemplos de sistemas de alivio de presi ón actualmente en uso:

Leyenda 1 Válvula de conmutaci ón 2 Válvula de 3 ví as

Fig. D.1 − Ejemplos de sistemas de alivio de presi ón


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ANEXO E (Normativo) USO ADICIONAL DE LAS PROPIEDADES EN FR ÍO DE LOS MATERIALES PARA RESISTIR CARGAS DE PRESI ÓN

E.1 Generalidades

Pueden obtenerse ventajas importantes aprovechando las propiedades mejoradas de algunos materiales tales como aceros inoxidables, aceros al 9% de n í quel y aleaciones de aluminio a temperaturas criogénicas y hay ejemplos de estos fenómenos que se utilizan actualmente en sistemas bajo presi ón. Este anexo trata de un método de diseño te órico para uso adicional de las propiedades en fr í o de los materiales para resistir cargas de presi ón. E.2 Introducción

Este anexo trata de un método de cálculo del espesor de la pared del recipiente interior de recipientes criog énicos aislados por vací o que contienen lí quidos permanentemente. Pueden tomarse como un ejemplo los recipientes fr í os diseñados para gases del aire (nitr ógeno, oxí geno, argón) que se rellenan sistem áticamente cuando el nivel del l í quido criogénico desciende por debajo del 25%. Este cálculo se basa en las consideraciones siguientes. Mientras hay lí quido criogénico, incluso en cantidades muy peque ñas, en un recipiente criog énico estático aislado por vací o, la temperatura del punto "m ás caliente" de la pared del recipiente interior no supera una temperatura t que podemos considerar que es la temperatura m áxima admisible para condiciones normales de funcionamiento. Esta temperatura t se puede determinar experimentalmente para cada tipo de recipiente criog énico, teniendo en cuenta todas las condiciones probables de funcionamiento. Al final de este anexo se da un ejemplo de cálculo con t = -80 ºC. El cálculo del espesor de la pared del recipiente interior se puede realizar sobre la base de las propiedades del material a la temperatura t . En este caso, se instala un sistema de protecci ón adicional que se activa bien por nivel del l í quido bajo o bien directamente por la temperatura t . El sistema de protección adicional debe funcionar, con objeto de evitar esfuerzos excesivos en el recipiente, a temperatura ambiente. Para la prueba de presión inicial, se puede considerar pT = ps + 1 para la "condici ón excepcional de diseño". E.3 Campo de aplicación

Este anexo es aplicable a recipientes criogénicos a presión fabricados con materiales que satisfagan los requisitos de tenacidad de la Norma EN 1252-1. E.4 Requisitos generales

Cuando se siga el método descrito en este anexo, deben respetarse todos los requisitos incluidos en la parte principal de esta norma con algunas excepciones relativas al m étodo de cálculo (4.2 y 4.3) según se indica en el cap í tulo E.5. E.5 Métodos de cálculo espec í ficos

En este método de cálculo especí fico las modificaciones de requisitos de la parte principal de esta norma europea son: a) el apartado 4.2.3.2 b) se sustituyen por:

− presión durante el funcionamiento cuando el recipiente s ólo contiene producto en estado gaseoso a t ºC: pcG = ps + 1 bar


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b) el apartado 4.2.3.2 d) se sustituye por:

− reacciones en los puntos de apoyo del recipiente interior durante el funcionamiento cuando el recipiente s ólo contenga producto en estado gaseoso a t ºC. Las reacciones se deben determinar por el peso del recipiente interior, su contenido y las cargas sí smicas cuando proceda. En las cargas s í smicas se deben considerar todas las fuerzas ejercidas sobre el recipiente por el aislamiento. c) el apartado 4.2.3.2 g) se sustituye por:

− prueba de presión: el valor utilizado con fines de validación debe ser el mayor de los siguientes: pT

= 1,25 b ps +

pT

= 1,43 b ps + 1g

pL

+ 1g

K 20 K t

K 20 K diseño

(condición de diseño normal, recipiente lleno);

(condición de diseño normal, recipiente casi vací o);

pT = ps + 1 (condición de diseño excepcional);

− considerado para cada elemento del recipiente, por ejemplo, envolvente, virolas, fondo, etc.; − la presión de 1 bar se a ñade para tener en cuenta el vac í o externo. d) el apartado 4.2.3.2 j) 2 se sustituye por:

− funcionamiento a la presión de trabajo máxima admisible cuando el recipiente est é lleno de gas a t en ºC: b) + d); e) se añade al final el apartado 4.2.6.2:

− además, el recipiente interior debe estar provisto de un sistema de protecci ón adicional que funcionará bajo la presión p' s de manera que: ps′

= b ps + 1g

K 20 K t

−1

− cuando el nivel del lí quido descienda por debajo de un nivel mí nimo, en ningún caso inferior al 5%, o cuando la temperatura supere la temperatura de dise ño predeterminada t . Este sistema debe ser objeto de acuerdo entre el comprador, el fabricante y el organismo notificado y debe ser como m í nimo tan fiable como el del sistema de alivio de presión. f) el apartado 4.3.2.2 b) se sustituye por:

− de acuerdo con los apartados 4.2.3.2 j), 3), 4) y 5); − se deben adoptar las propiedades del material determinadas de acuerdo con el apartado 4.3.2.3.2. g) se añade al apartado 4.3.2.2 un nuevo apartado c):

− de acuerdo con el apartado modificado 4.2.3.2 j) 2) (véase más arriba); − se deben adoptar las propiedades del material determinadas de acuerdo con el nuevo apartado siguiente 4.3 .2.3.4. h) se añade un nuevo apartado 4.3.2.3.4:

− a la temperatura máxima admisible t para condiciones de funcionamiento normales; − esta temperatura t es la temperatura máxima de la pared del recipiente interior teniendo en cuenta todas las condiciones previsibles de funcionamiento. Estas condiciones se deben determinar y acordar con un organismo notificado. La temperatura usada por el dise ñador no debe ser inferior a la temperatura m áxima probada;

− el valor

K t de K a la temperatura t se debe determinar de acuerdo con la norma del material (v éase la Norma EN 10028-7:2000, anexo C para acero inoxidable austen í tico) o debe ser garantizado por el fabricante del material.


EJEMPLO Cálculos del espesor de la parte cil í ndrica del recipiente interior de un convertidor fr í o 11 000/20 bar ps

es la presión máxima de funcionamiento

= 20 bar

Material: X2CrNiN 18-10 (340LN)

p L

es la presión hidrostática

= 0,82 bar

K +20 = 310 MPa

= 1 480 mm

K t = K -80 = 420 MPa

Di es el diámetro interior t

es la temperatura máxima admisible para condiciones normales de func ionamiento

Tipo de cálculo

1) De acuerdo con el apartado 4.2.3.2 j) 1) (c, e y f se desprecian en primera aproximación) 2) De acuerdo con los apartados 4.2.3.2 j) 2) y E.4 d) (d se desprecia en primera aproximación) 3) De acuerdo con los apartados 4.2.3.2 g) 2) y E.4 c)

4) De acuerdo con el apartado 4.2.3.2 j) 3)

Espesores a utilizar Ganancia en espesor

K diseño = K-140 = 531 MPa

Cálculo de acuerdo con la parte principal de esta norma ( t = +20 ºC)

e1

v=1

v = 0,85

4,56 mm

5,37 mm

Cálculo de acuerdo con el anexo E ( t = -80 ºC)

v=1

v = 0,85

4,56 mm

5,37 mm

b ps + pL + 1gDi

=

20

e2

K −140 v 1,5

b p + 1gDi = s 20

K 20

15

v

R1,43b ps + 1g || pT = Máx . S |1,25b ps + pL + 1g K 20 |T K −140 e3

=

pT Di K 20 20 1,05

7,52 mm

8,85 mm

30,03 bar 15,92 bar

7,52 mm

7,52 mm

e1 = 4.2.3.2

e2

b p + 1gDi = s 20

K −80 v 15

R1,43b ps + 1g K 20 | K −80 | K 20 | pT = Máx. S1,25b ps + p L + 1g K −140 | | | ps + 1 T e3

=

pT Di K 20 20 1,05

8,85 mm


5,55 mm

6,53 mm

9 3 -

22,16 bar 15,92 bar 21 bar

5,55 mm

5,55 mm 26%

6,53 mm 26%

E N 1 3 4 5 8 -2 : 2 0 0 2

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ANEXO F (Informativo) DETALLES ESPECÍFICOS DE LAS SOLDADURAS

F.1 Campo de aplicación

Los detalles espec í ficos de las soldaduras indicados en el cap í tulo F.2 son de uso común en recipientes criog énicos y son apropiados para este servicio. Aunque el objeto y campo de aplicaci ón de la Norma EN 17081:1998, no considera especí ficamente la aplicación de detalles de soldadura a recipientes criog énicos, el fabricante puede consultarla a t í tulo orientativo.

F.2 Detalle espec í fico de soldadura

En general, las soldaduras tienen que ser adecuadas para soportar las cargas esperadas y no es necesario dise ñarlas sobre la base del espesor de la pared en la uni ón. F.2.1 Unión solapada

Véase la figura F.1. Esta unión se puede utilizar para uniones de cilindro a cilindro y de fondo a cilindro (excluida la uni ón de cono a cilindro) siempre que: a) cuando la parte del faldón de un fondo c óncavo esté solapada, el solapamiento est é suficientemente alejado del radio del reborde para asegurar que el borde de la costura circunferencial estar á separado 12 mm como mí nimo del reborde (véase el apartado 4.3.6.4.2 para las dimensiones); b) cuando un cilindro con una costura longitudinal esté solapado:

− las soldaduras se esmerilan hasta enrasarlas interna y externamente a lo largo de una distancia de 50 mm aproximadamente antes del solapamiento sin reducci ón del espesor de la chapa por debajo del m í nimo requerido; y − al terminar el solapamiento, la superficie de la soldadura se somete a inspecci ón por lí quidos penetrantes y se demuestra que está exenta de grietas; c) la sección desviada que forma el soporte de la soldadura est é perfectamente ajustada a la secci ón correspondiente en la soldadura alrededor de toda la circunferencia; d) el perfil de la desviación tenga un radio suave sin esquinas agudas; e) al terminar la soldadura ésta llene suavemente la ranura hasta cubrir todo el espesor de los bordes de las chapas que se están uniendo; f) la unión de las costuras longitudinal y circunferencial se examine radiogr áficamente y se encuentre que no tiene ninguna imperfección importante. F.2.2 Fondos intermedios

Véanse la figura F.2 y el apartado 4.3.6.4.3. F.2.3 Banda de soporte

Véase la figura F.3.


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EN 13458-2:2002

Se puede utilizar únicamente para costuras circunferenciales en cilindros, fondos, manguitos y tubos entre espacios cuando el segundo lado sea inaccesible para soldar y siempre que se puedan realizar ensayos no destructivos de forma satisfactoria cuando proceda. F.2.4 Cierre de placa final

En la figura F.4 pueden verse dos ejemplos de las muchas maneras distintas que existen para soldar placas planas. Véase también la figura 12. F.2.5 Soldadura de manguito con penetraci ón no completa

Véase la figura F.5. Se puede utilizar para conectar manguitos a fondos y cilindros, siempre que se pueda demostrar que la resistencia de la conexión será suficiente para soportar las cargas de dise ño del manguito. F.2.6 Soldadura no continua de cord ón triangular en conexiones

Se puede utilizar para todas las conexiones a componentes principales sometidos a presi ón, siempre que se cumplan los criterios siguientes:

− resistencia adecuada para las cargas de dise ño; − sea posible demostrar que las grietas entre el componente conectado y la envolvente de presi ón principal no está en conflicto con lo indicado en el cap í tulo F.3. F.3 Requisitos para servicio con ox í geno

La necesidad de limpieza de los equipos para ox í geno lí quido y otros servicios con lí quidos oxidantes, se describe en las Normas EN 1797 y EN 12300. Los detalles internos de las soldaduras deber í an ser tales que no sea posible la acumulaci ón de residuos, contaminantes, hidrocarburos o desengrasantes, hasta el punto de causar un riesgo de incendio en el futuro funcionamiento.

Leyenda 1 Bisel opcional 2 Como se desee 3 Profundidad de desviación = e1 4 Evitar una desviación brusca

Fig. F.1 − Unión solapada


EN 13458-2:2002

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Leyenda 1 Punto de tangencia 2 Soldadura continua de cord ón triangular 3 Soldadura a tope s1 Espesor del cilindro s2 Espesor del cilindro s3 Espesor del fondo * No puede ser superior a 25 mm

NOTA

− Los espesores del cilindro s1 y s2 pueden variar. Fig. F.2 − Fondo intermedio

Leyenda 1 Soldadura de cord ón triangular intermitente o continua

Fig. F.3 − Banda de soporte


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Fig. F.4 − Cierre de placa final (ejemplos)

Fig. F.5 − Soldaduras de manguitos con penetraci ón no completa


EN 13458-2:2002

EN 13458-2:2002

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ANEXO G (Normativo) REQUISITOS ADICIONALES PARA FLUIDOS INFLAMABLES

G.1 Además de los requisitos de los cap í tulos 4, 5 y 6, los recipientes est áticos aislados por vací o diseñados para uso con los gases que se enumeran en el apartado 3.1 de la Norma EN 13458-1:2002 deben cumplir lo indicado en los capí tulos siguientes G.2 a G.10.

G.2 Se deben poner los medios necesarios para asegurar que el recipiente no se llena hasta m ás del 95% de su volumen total, con lí quido en las condiciones de llenado.

G.3 La selección y uso de materiales y de procedimientos de unión se debe considerar cuidadosamente en el dise ño de la instalación para evitar un fallo secundario en caso de un incendio externo.

G.4 Para recipientes de capacidad no superior a 5 t, la primera v álvula de la lí nea de suministro debe estar cerca del recipiente y debe poder accionarse con seguridad en caso de emergencia.

G.5 Para recipientes de capacidad superior a 50 t se debe instalar una v álvula de cierre de control remoto con un indicador de posición mecánico, neumático o eléctrico, antes o después de la primera válvula de cierre de bloqueo manual conectada a la fase l í quida de las tuberí as de suministro y llenado. La v álvula de control remoto debe funcionar en un modo a prueba de fallos. Los accesorios se deben dise ñar de tal manera que continúen funcionando en la medida necesaria, a las temperaturas que se puedan esperar en el caso de que se produzca un autoincendio.

G.6 Para recipientes de capacidad superior a 5 t pero no superior a 50 t, se debe instalar una v álvula de cierre de control remoto antes o despu és de la primera válvula de cierre manual conectada a la fase l í quida de las tuberí as de suministro.

G.7 Para recipientes de capacidad superior a 50 t, el primer accesorio de cierre de la tuber í a de suministro y llenado para la fase lí quida se debe dise ñar como accesorio externo soldado de calidad a prueba de incendio o como un accesorio interno.

G.8 Los medios secundarios de aislamiento se pueden encontrar dentro de la instalaci ón del usuario y deben proporcionar un nivel de protección equivalente.

G.9 Los recipientes se deben equipar con dispositivos de seguridad contra llenado excesivo (limitador de nivel). Los recipientes de capacidad superior a 50 t se deben equipar con dos dispositivos de seguridad independientes que protejan contra llenado excesivo, de manera que uno de dichos dispositivos de seguridad puede incorporarse en el indicador del nivel. Los otros dispositivos de protecci ón contra llenado excesivo deber í an funcionar utilizando métodos de medición distintos.

G.10 Debido al riesgo de incendio y explosión, debe tenerse en cuenta en el dise ño de la instalación la inclusión de:

a) chimeneas de ventilación ascendentes, medios para prevenir el bloqueo por agua o congelaci ón y chimeneas duplicadas; b) tuberí as y equipos estancos a fugas.


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EN 13458-2:2002

ANEXO H (Informativo) REQUISITOS DISTINTOS DE LOS DE DISE ÑO PARA FLUIDOS INFLAMABLES

H.1 Todos los dispositivos de liberación de presión y válvulas de ventilación y purga deber í an conectarse a un sistema de ventilació n que sea capaz de descargar su contenido con seguridad.

H.2 Todos los materiales utilizados deber í an ser compatibles con el fluido inflamable especí fico que se considere.

H.3 Todas las válvulas y equipos deber í an ser compatibles con el fluido inflamable especí fico que se considere.

H.4 El diseño del recipiente est ático y de su instalaci ón deberí a asegurar, mediante la instalaci ón de ventilaciones adecuadas, que no puede acumularse gas inflamable en armarios, etc.

H.5 Todos los componentes metálicos de los recipientes est áticos deberí an tener continuidad eléctrica. La instalación completa deberí a estar provista de dispositivos de conexi ón a tierra de manera que la resistencia a tierra sea inferior a 10 ohmios.

H.6 En el caso particular del hidrógeno lí quido, deberí a considerarse la posibilidad de condensaci ón de aire en partes frí as no aisladas.

H.7 La válvula de aislamiento secundaria de la l í nea de llenado de lí quido, deberí a ser una válvula de retención o una válvula automática de cierre que quede cerrada en caso de fallo.

H.8 Dispositivos necesarios para permitir que se purgue el recipiente inicialmente y el sistema de tuber í as de carga/llenado con un gas no oxidante y no inflamable.


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ANEXO I (Normativo) DISPOSITIVOS DEL ALIVIO DE PRESIÓN DE LA CAMISA EXTERIOR

I.1

Campo de aplicación

Este anexo cubre los requisitos de dise ño, fabricación y ensayos de dispositivos de protecci ón contra la presión que se necesitan en camisas exteriores de recipientes criog énicos aislados por vací o, con objeto de reducir toda acumulaci ón accidental de presi ón.

I.2 I.2.1

Requisitos Generalidades

El dispositivo debe ser una placa/ tap ón de liberación o un disco de ruptura. Los dispositivos del tipo de disco de ruptura deben estar de acuerdo con el proyecto de Norma prEN ISO 4126-2. I.2.2

Diseño

El dispositivo de protección contra presión debe ser capaz de soportar un vac í o absoluto y todas los requisitos del funcionamiento normal del recipiente, incluida la aceleraci ón de su propia masa durante el transporte. La presión de tarado y la superficie de liberaci ón abierta se especifican en el apartado 4.2.6.3. Debe tenerse en cuenta la posibilidad de impedir el bloqueo del dispositivo por materiales aislantes durante el funcionamiento. La placa o tapón de un dispositivo de liberación del tipo de placa/tapón debe diseñarse e instalarse de tal manera que no pueda producir daños personales cuando sea pr oyectado. I.2.3

Materiales

Los dispositivos de protecci ón contra la presión deben ser resistentes a la corrosi ón atmosf érica normal. Los materiales de construcción deben ser adecuados para el intervalo de temperaturas ambientes esperadas durante el servicio. I.2.4

Ensayos

Los dispositivos de liberaci ón de presión del tipo de placa/tapón no deben requerir otros ensayos distintos de un ensayo de prototipo para verificar la presi ón de tarado. Los dispositivos del tipo de disco de ruptura deben ensayarse de acuerdo con el proyecto de Norma prEN IS O 4126-2. I.2.5

Inspección

Los dispositivos de alivio de presi ón del tipo de placa/tapón se deben someter a un programa de inspecci ón que asegure que se cumple lo indicado en los planos o en la especificaci ón. Los discos de ruptura deben inspeccionarse de acuerdo con el proyecto de Norma prEN ISO 4126-2. I.2.6

Marcado

Los discos de ruptura deben certificarse y marcarse de acuerdo con el proyecto de Norma prEN I SO 4126-2. Otros dispositivos de protecci ón contra la presi ón deben marcarse con el n úmero 13458 de esta norma europea.


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ANEXO J (Informativo) PROPIEDADES AUMENTADAS DEL MATERIAL PARA ACEROS INOXIDABLES AUSTEN ÍTICOS

La Directiva de Equipos a Presi ón (DEP) estipula tres métodos para asegurar que un material es adecuado para equipos a presión. Sin embargo, dentro del ADR y para aceros austen í ticos, los valores mí nimos especificados de acuerdo con la norma del material se pueden superar hasta en un 15%, si estos valores m ás altos se atestiguan en el certificado de inspección. Este método se ha estado utilizando satisfactoriamente durante cierto número de años. K es el valor mí nimo a 20 ºC tomado de la norma del material.

Pueden utilizarse valores mayores de K siempre que se cumplan las co ndiciones siguientes:

− el fabricante del material deber í a garantizar el cumplimiento de este valor más alto, por escrito, cuando acepte el pedido;

− las propiedades mejoradas se verifican ensayando cada una de las chapas o bobinas laminadas del material que se vaya a suministrar;

− las propiedades mejoradas se atestiguan en el certificado de inspecci ón. En el caso de aceros inoxidables austen í ticos, el valor mí nimo especificado puede superarse hasta en un 15%, siempre que este valor m ás alto esté atestiguado en el certificado de inspecci ón. Además, para aceros inoxidables austen í ticos, puede utilizarse un valor de la resistencia obtenido en material con temple de trabajo, siempre que este valor y el requisito del apartado 5.3.1 se mantengan en el componente acabado. Los requisitos para la soldadura de aceros inoxidables austen í ticos con temple de trabajo se especifican en el apartado 5.6.4.3. En los cálculos deberí a utilizarse el valor de E (módulo de Young) a 20 ºC.


EN 13458-2:2002

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ANEXO K (Normativo) MATERIALES BASE

Tabla K.1 Recipientes a presi ón Nº de la especificaci ón

EN 10028-4 EN 10022-3 ASME SA 353/SA 353M ASME SA 553/SA 553M ASME SA 522/SA 522M EN 10028-7 EN 10028-7 EN 10028-7 EN 10028-7 EN 10028-7 EN 10028-7 EN 10028-7 EN 10028-7 EN 10028-7 EN 10222-5 EN 10222-5 EN 10222-5 EN 10222-5 EN 10088-3 EN 10088-3 EN 10088-3 EN 10088-3 EN 10088-3 EN 10088-3 EN 10088-3 prEN 10216-5 prEN 10216-5 - prEN 10217-7 prEN 10216-5 - prEN 10217-7 prEN 10216-5 - prEN 10217-7 prEN 10216-5 - prEN 10217-7 prEN 10216-5 - prEN 10217-7 prEN 10216-5 - prEN 10217-7 prEN 10216-5 - prEN 10217-7 prEN 10216-5 - prEN 10217-7 prEN 10216-5 - prEN 10217-7 prEN 10216-5 - prEN 10217-7 prEN 10216-5 - prEN 10217-7 ASME SA 479/SA 479M ASME SA 479/SA 479M ASME SA 479/SA 479M ASME SA 479/SA 479M

Grado del material

Número del material

Estado de tratamiento térmico

X8Ni9 X8Ni9 9% de Ni Tipo 1 (9% de ní quel) Tipo 1 (9% de ní quel) X2CrNi 18-9 X2CrNi 19-11 X2CrNiN 18-10 X5CrNiN 19-9 X5CrNi 18-10 X3CrNiMo 17-12-2 X2CrNiMo 17-12-2 X2CrNiMo 17-11-2 X2CrNiMo 17-13-3 X2CrNi 18-9 X5CrNi 18-10 X5CrNiMo 17-12-2 X2CrNiMo 17-12-2 X2CrNi 19-11 X2CrNiN 18-10 X5CrNi 18-10 X5CrNiMo 17-12-2 X2CrNiMo 17-13-2 X2CrNiMo 17-12-2 X2CrNiMo 17-13-3 X2CrNi 19-11 X5CrNi 8-10 X2CrNiN 1810 X6CrNiTi 18-10 X6CrNiNb 18-10 X5CrNiMo 17-12-2 X2CrNiMo 17-13-2 X6CrNiMoTi 17-12-2 X2CrNiMoN 17-13-3 X2CrNiMo 18-14-3 X2CrNiMo 17-13-3 X2CrNiMoN 17-13-5 304L 304 316L 316

1,5662 1,5662 K81340 K81340 K81340 1,4307 1,4306 1,4311 1,4315 1,4301 1,4401 1,4404 1,4406 1,4429 1,4307 1,4301 1,4401 1,4404 1,4306 1,4311 1,4301 1,4401 1,4404 1,4406 1,4429 1,4306 1,4301 1,4311 1,4541 1,4550 1,4401 1,4404 1,4571 1,4429 1,4435 1,4436 1,4439 S30403 S30400 S31603 S31600

HT 640 y HT 680

– N+N+T QyT N+N+ToQ+T


– – – – – – – – – – – – – – – – – – – – –

– – – –

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ANEXO L (Informativo) OTROS MATERIALES

NOTA

− Los materiales enumerados en este anexo no se pueden utilizar sin una aprobación europea de materiales de equipos a presión (EAMs) o una evaluación de material particular (PMA). Tabla L.1 Tuberí as as y accesorios para tuber í as as

NOTA

− Las tuberí as as y accesorios para tuberí as as de acuerdo con las normas ASTM son sin costura. Nº de la especificaci ón

ASTM A 182/A 182M ASTM A 182/A 182M ASTM A 182/A 182M ASTM A 182/A 182M ASTM A 216/A 213M ASTM A 216/A 213M ASTM A 216/A 213M ASTM A 231/A 249M ASTM A 249/A 249M ASTM A 249/A 249M ASTM A 249/A 249M ASTM A 249/A 249M ASTM A 249/A 249M ASTM A 269 ASTM A 269 ASTM A 269 ASTM A 269 ASTM A 276 ASTM A 276 ASTM A 276 ASTM A 276 ASTM A 312/A 312M ASTM A 312/A 312M ASTM A 312/A 312M ASTM A 312/A 312M ASTM A 312/A 312M ASTM A 403/A 403M ASTM A 403/A 403M ASTM A 403/A 403M ASTM A 403/A 403M ASTM A 632 ASTM A 632 ASTM A 632 ASTM A 632 ASTM A 733 ASTM A 733 ASTM A 733 NFA 49117 NFA 49147

Grado del material

N úmero del material

F304L FP304 F316L F316 TP304L TP304 TP316L TP316 TP316 TP304L TP304 TP316L TP316 TP304L TP304 TP316L TP316 304L 304 316L 316 TP304L TP304 TP316L TP316 TP321 WP304L WP304 WP316L WP316 TP304L TP304 TP316L TP316 TP304L TP304 TP316L TUZ2CN18-10 TUZ2CN18-10

S30403 S30400 S31603 S31600 S30403 S30400 S31603 S31600 S31600 S30403 S30400 S31603 S31600 S30403 S30400 S31603 S31600 S30403 S30400 S31603 S31600 S30403 S30400 S31603 S31600 S32100 S30403 S30400 S31603 S31600 S30403 S30400 S31603 S31600 S30403 S30400 S31603


– –

EN 13458-2:2002

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ANEXO ZA (Informativo) CAPÍTULOS DE ESTA NORMA EUROPEA RELACIONADOS CON LOS REQUISITOS ESENCIALES U OTRAS DISPOSICIONES DE LAS DIRECTIVAS DE LA UE

Esta norma europea ha sido elaborada bajo un Mandato dirigido a CEN por la Comisi ón Europea y por la Asociación Europea de Libre Cambio, y sirve de apoyo a los requisitos esenciales de la Directiva europea 97/23/EC (P ED). ADVERTENCIA: Los productos incluidos en el campo de aplicaci ón de esta norma pueden estar afectados por otros requisitos o Directivas de la UE.

La conformidad con los cap í tulos tulos de esta norma es un medio para satisfacer los requisitos esenciales espec í ficos ficos de la correspondiente Directiva y los Reglamentos de la AELC asociados.

Tabla ZA.1 Correspondencia entre esta norma europea y los requisitos esenciales de la Directiva europea 97/23/EC Capí tulos/apartados tulos/apartados de esta norma europea

Naturaleza del requisito

Anexo I de la PED Requisitos esenciales de seguridad

Resistencia adecuada basada en m étodos de c álculo

2 . 2. 2

Resistencia adecuada

2. 2. 1

4.2.5

Medios de examen

2.4 c)

4.2.6

Accesorios de seguridad

2.11

4.2.6

Alivio de presión

7. 3

Llenado y descarga

2. 9

4.1 4.2.3, anexo B

4.2.7.2, 4.2.8

4.3. 4.3.2, 2, 4.3.3 4.3.3,, 4.3. 4.3.6, 6, 4.3. 4.3.7 7 Esfu Esfuer erzo zo admi admisi sibl blee tenie teniend ndo o en cuen cuenta ta los modo modoss de fall fallo o pre previ visi sible bless

2.2. 2.2.3 3 a)

4.3.2.2

Esfuerzo admisible

7.1

4.3.2.3

Coeficientes de unión

7. 2

4.3.2.4

Coeficientes de seguridad adecuados

2. 1

4.3.6

Diseño por f órmulas

2.2.3 b)

4.3.7

Diseño por análisis

2.2.3 b)

5

Proceso de fabricación

3. 1

5.3, 5.4

Tratamiento térmico

3. 1. 4

5.6, 6.3

Unión permanente

3. 1. 2

Inspección y ensayos

3. 2. 1

Trazabilidad

3.1.5

6. 5

Evaluación final

3.2.2

6. 5

Presión de prueba hidrostática

6, anexo B 6.1.1

Anexo A

Diseño por análisis


7. 4 2.2.3 a)

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EN 13458-2:2002

BIBLIOGRAF ÍA

EN 970:1997 − Examen no destructivo destructivo de soldaduras por fusi fusión. Examen visual. EN 288-1:1992 − Especificación y cualificación de los procedimientos de soldeo para los materiales met álicos. Parte 1: Reglas generales para el soldeo por fusión. EN 288-2:1992 − Especificación y cualificación de los procedimientos de soldeo para los materiales met álicos. Parte 2: Especificación del procedimiento para el soldeo por arco. EN 1708-1:1999 presión.

−

Soldeo. Descripción detallada de uniones soldadas de acero. Parte 1: Componentes sometidos a



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UNE-EN 13458-2

ANEXO NACIONAL

Las normas que se relacionan a continuación, citadas en esta norma europea, han sido incorporadas al cuerpo normativo UNE con los siguientes códigos: Norma Europea

Norma UNE

EN 287-1:1992

UNE-EN 287-1:1992 +A1:1997

EN 287-2:1992

UNE-EN 287-2:1993 +A1:1997

EN 288-1:1992

UNE-EN 288-1:1993 +A1:1997

EN 288-2:1992

UNE-EN 288-2:1993 +A1:1997

EN 288-3:1992

UNE-EN 288-3:1993 +A1:1997 +Err:1994

EN 288-4:1992 +AC:1993

UNE-EN 288-4:1993 +A1:1998

EN 288-5:1995

UNE-EN 288-5:1996

EN 473:2000

UNE-EN 473:2001

EN 875:1995

UNE-EN 875:1996

EN 895:1995

UNE-EN 895:1996

EN 910:1996

UNE-EN 910:1996

EN 970:1997

UNE-EN 970:1997

EN 1252-1:1998

UNE-EN 1252-1:1998 +AC:1999

EN 1252-2:2001

UNE-EN 1252-2:2002

EN 1418:1997

UNE-EN 1418:1998

EN 1435:1997

UNE-EN 1435:1998 +1M:2002

EN 1626:1999

UNE-EN 1626:1999

EN 1708-1:1999

UNE-EN 1708-1:1999

EN 1797:2001

UNE-EN 1797:2002

EN 10028-4:1994

UNE-EN 10028-4:1995

EN 10028-7:2000

UNE-EN 10028-7:2000

EN 12300:1998

UNE-EN 12300:1999

EN 13068-3:2001

UNE-EN 13068-3:2002

EN 13133:2000

UNE-EN 13133:2001

EN 13134:2000

UNE-EN 13134:2001

EN 13445-3:2002

UNE-EN 13445-3:2003

EN 13458-1:2002

UNE-EN 13458-1:2002

EN 13648-1:2002

UNE-EN 13648-1:2002

EN 13648-3:2002

UNE-EN 13648-3:2003

EN ISO 6520-1:1998

UNE-EN ISO 6520-1:1999


UNE-EN_13458-2=2003

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