diseño

UNIVERSIDAD SIMÓN BOLÍVAR

Decanato de Estudios Profesionales

Coordinación de Ingeniería Mecánica

DISEÑO MECÁNICO DEL TAMBOR F-4 Y DE LAS LÍNEAS DE

TUBERÍAS ASOCIADAS DE LA UNIDAD FCC DE LA REFINERÍA DE

PUERTO LA CRUZ

Por:

Gustavo Adolfo Escala Flores

Sartenejas, Mayo 2006




DISEÑO MECÁNICO DEL TAMBOR F-4 Y DE LAS LÍNEAS DE

TUBERÍAS ASOCIADAS DE LA UNIDAD FCC DE LA REFINERÍA DE

PUERTO LA CRUZ

Por:

Gustavo Adolfo Escala Flores

Realizado con la Asesoría de:

Tutor Académico: Orlando Aguillón

Tutor Industrial: Juan Carlos Virgüez

INFORME DE PASANTÍA

Presentado ante la Ilustre Universidad Simón Bolívar

como requisito parcial para optar al título de:

Ingeniero Mecánico





Diseño Mecánico del Tambor F-4 y de las Líneas de Tuberías Asociadas de la Unidad

FCC de la Refinería de Puerto La Cruz.

INFORME DE PASANTÍA presentado por: Gustavo Adolfo Escala Flores

REALIZADO CON LA ASESORÍA DE:

Tutor Académico: Orlando Aguillón Tutor Industrial: Juan Carlos Virgüez

RESUMEN

El presente trabajo tiene como objetivo principal realizar el diseño mecánico del tambor F-4 y

las líneas de tuberías asociadas de la Unidad FCC de la Refinería de Puerto La Cruz. Con este

fin se realizó un programa de computación que permitiera automatizar los cálculos requeridos

para verificar el diseño del recipiente, determinándose que para las dimensiones establecidas y

el estado de cargas actuante, los esfuerzos generados son inferiores a los valores admisibles

según el Código ASME y el método de L. P. Zick. Posteriormente se procedió a elaborar los

nuevos arreglos de las líneas de tuberías asociadas al tambor F-4. A los arreglos propuestos se

les realizó un análisis de flexibilidad, donde se determinó que la línea de entrada de mezcla

proveniente de los condensadores C-12 (8”-P-01-001-AA2A), la línea de salida de vapores

(6”-SG-01-001-AA2A) y la línea de salida de hidrocarburos líquidos (6”-HC-01-001-AA2A)

no fallan de acuerdo con la norma ASME B31.3. Mientras que la línea de salida de aguas

agrias (3”-AW-01-001-AA2A) y la línea de entrada de mezcla proveniente del tambor F-2 (1-

1/2”-P-01-002-AA2A) fallan por cargas sostenidas de acuerdo con los criterios establecidos en

la norma ASME B31.3, por lo cual se colocaron soportes adicionales en estos sistemas, los

cuales disminuyeron los esfuerzos hasta valores inferiores al 50% del esfuerzo admisible. Así

mismo, se determinó que, en condición de operación, las cargas sobre las boquillas de succión

de las bombas J-13 y J-52B exceden los valores recomendados por la norma API 610, por lo

cual se introdujo un lazo de expansión en el sistema asociado a la línea 6”-HC-01-001-AA2A

que redujo las cargas hasta los límites permitidos por dicha norma. Se verificaron las cargas

sobre las boquillas del tambor F-4 de acuerdo con el Boletín WRC 107, producidas por los

arreglos de tuberías modificados, determinándose que las boquillas no fallan.


i

ÍNDICE GENERAL

ÍNDICE DE FIGURAS .......................................................................................................... VI

ÍNDICE DE TABLAS ......................................................................................................... VIII

CAPÍTULO 1 INTRODUCCIÓN............................................................................................1

1.1 PLANTEAMIENTO DEL PROBLEMA..........................................................................1

1.2 ANTECEDENTES DEL PROBLEMA. ...........................................................................1

1.3 OBJETIVOS......................................................................................................................3

1.3.1 Objetivo General.........................................................................................................3

1.3.2 Objetivos Específicos. ................................................................................................3

CAPÍTULO 2 FUNDAMENTOS TEÓRICOS.......................................................................4

2.1 A. B. PROYECTOS E INSPECCIONES..........................................................................4

2.2 REFINERÍA DE PUERTO LA CRUZ. ............................................................................4

2.3 UNIDADES DE PROCESO DE LA REFINERÍA DE PUERTO LA CRUZ..................5

2.3.1 Unidad de Destilación Atmosférica 1 (DA-1)............................................................5


2.3.3 Unidad de Redestilación (051). ..................................................................................6


2.3.5 Unidad de Desintegración Catalítica (FCC)...............................................................6

2.3.6 Unidad de Tratamiento Merox. ..................................................................................6

2.3.7 Unidad de Alquilación................................................................................................7

2.4 DESCRIPCION DEL PROCESO DE LA UNIDAD FCC. ..............................................7

2.4.1 Precalentamiento. .......................................................................................................7

2.4.2 Reacción. ....................................................................................................................8

2.4.3 Regeneración. .............................................................................................................8

2.4.4 Fraccionamiento. ........................................................................................................8

2.4.5 Recuperación de Gases. ..............................................................................................9

2.5 DEFINICIONES DE TÉRMINOS ASOCIADOS A RECIPIENTES A PRESIÓN ......10

2.5.1 Presión de Operación................................................................................................10

2.5.2 Presión de Operación Máxima. ................................................................................11

2.5.3 Presión de Diseño. ....................................................................................................11

ii

2.5.4 Máxima Presión de Trabajo Permisible (MAWP). ..................................................11

2.5.5 Temperatura de Operación. ......................................................................................11

2.5.6 Temperatura de Operación Máxima. ........................................................................11

2.5.7 Temperatura de Diseño.............................................................................................11

2.5.8 Operación Normal. ...................................................................................................12

2.5.9 Esfuerzo Admisible. .................................................................................................12

2.5.10 Espesor Requerido..................................................................................................12

2.5.11 Espesor de Diseño. .................................................................................................12

2.5.12 Espesor Nominal. ...................................................................................................12

2.5.13 Tolerancia de Corrosión. ........................................................................................12

2.5.14 Eficiencia de una Junta Soldada. ............................................................................12

2.5.15 Inspección Radiográfica. ........................................................................................12

2.5.16 Inspección por Partículas Magnéticas. ...................................................................13

2.5.17 Tratamiento Térmico Post-Soldadura.....................................................................13

2.5.18 Prueba Hidrostática.................................................................................................13

2.5.19 Línea de Tangencia.................................................................................................13

2.5.20 Longitud Tangente – Tangente...............................................................................13

2.5.21 Longitud Efectiva. ..................................................................................................13

2.5.22 Línea de Soporte.....................................................................................................14

2.5.23 Faldilla. ...................................................................................................................14

2.6 COMPONENTES DE UN RECIPIENTE A PRESIÓN .................................................14

2.6.1 Carcasa......................................................................................................................14

2.6.2 Cabezales. .................................................................................................................14

2.6.3 Sillas. ........................................................................................................................14

2.6.4 Plancha de Desgaste. ................................................................................................14

2.6.5 Boquilla. ...................................................................................................................15

2.6.6 Brida. ........................................................................................................................15

2.6.7 Refuerzos. .................................................................................................................15

2.6.8 Anillo Rigidizador. ...................................................................................................15

2.6.9 Rompe Vórtice..........................................................................................................15

2.6.10 Eliminador de Niebla..............................................................................................15

iii

2.6.11 Deflector. ................................................................................................................15

2.6.12 Boca de Visita.........................................................................................................16

2.6.13 Pescante. .................................................................................................................16

2.7 ESFUERZOS EN RECIPIENTES SOMETIDOS A PRESIÓN.....................................16

2.7.1 Tipos de Esfuerzos. ..................................................................................................16

2.7.2 Intensidad de Esfuerzo. ............................................................................................17

2.7.3 Esfuerzos en Cuerpos Cilíndricos Debido a Cargas Locales Externas. ...................17

2.7.4 Esfuerzos por Presión en Cilindros de Pared Delgada. ............................................18

2.8 ESFUERZOS EN TUBERÍAS........................................................................................19

2.8.1 Esfuerzo Circunferencial por Presión.......................................................................19

2.8.2 Esfuerzo por Cargas Sostenidas. ..............................................................................20

2.8.3 Esfuerzo por Expansión Térmica. ............................................................................21

CAPÍTULO 3 DESARROLLO DEL TRABAJO.................................................................22

3.1 BASES DE DISEÑO.......................................................................................................22

3.1.1 Normas y Códigos Aplicables. .................................................................................22

3.1.2 Sistema de Unidades.................................................................................................23

3.1.3 Condiciones Ambientales. ........................................................................................24

3.1.4 Condiciones de Operación y Diseño. .......................................................................24

3.2 CRITERIOS DE DISEÑO. .............................................................................................25

3.2.1 Condiciones de Diseño. ............................................................................................25

3.2.2 Diseño Mecánico del Tambor F-4. ...........................................................................25

3.2.3 Recipientes en Servicio de H2S. ...............................................................................25

3.2.4 Análisis de Flexibilidad. ...........................................................................................26

3.3 PROGRAMA DE COMPUTACIÓN..............................................................................27

3.3.1 Descripción...............................................................................................................27

3.3.2 Alcance. ....................................................................................................................27

3.3.3 Ejecución del Programa............................................................................................28

3.4 ESPECIFICACIÓN DEL MATERIAL DEL EQUIPO. .................................................38

3.4.1 Servicio.....................................................................................................................38

3.4.2 Especificación del Material. .....................................................................................38

3.5 ESPECIFICACIÓN DE PINTURA. ...............................................................................38

iv

3.6 DISEÑO MECÁNICO DEL TAMBOR F-4...................................................................39

3.6.1 Datos Suministrados. ................................................................................................39

3.6.2 Selección del Tipo de Cabezal..................................................................................41

3.6.3 Dimensionamiento del Recipiente............................................................................41

3.6.4 Diseño de Sillas. .......................................................................................................43

3.7 UBICACIÓN E INSTALACIÓN DEL NUEVO TAMBOR F-4. ..................................43

3.8 ESPECIFICACIONES DE VÁLVULAS TUBERÍAS Y ACCESORIOS. ....................43

3.9 DISEÑO DE LAS LÍNEAS DE TUBERÍAS ASOCIADAS AL TAMBOR F-4...........46

3.9.1 Líneas Existentes. .....................................................................................................46

3.9.2 Líneas Nuevas. .........................................................................................................47

3.9.3 Análisis de Flexibilidad ............................................................................................47

CAPÍTULO 4 RESULTADOS Y DISCUSIÓN....................................................................49

4.1 DISEÑO MECÁNICO DEL TAMBOR F-4...................................................................49

4.2 ANÁLISIS DE FLEXIBILIDAD....................................................................................51

4.2.1 Sistema Asociado a la Línea 8”-P-01-001-AA2A....................................................51

4.2.2 Sistema Asociado a las Líneas 6”-HC-01-001-AA2A y 3”-AW-01-001-AA2A.....55

4.2.3 Sistema Asociado a la Línea 6”-SG-01-001-AA2A.................................................64

4.2.4 Sistema Asociado a la Línea 1-1/2”-P-01-002-AA2A .............................................67

CAPÍTULO 5 CONCLUSIONES Y RECOMENDACIONES ...........................................74

5.1 CONCLUSIONES...........................................................................................................74

5.2 RECOMENDACIONES. ................................................................................................75

REFERENCIAS BIBLIOGRÁFICAS ..................................................................................76

APÉNDICE A CÁLCULOS ...................................................................................................77

A.1 CÁLCULOS DE DISEÑO DE LAS SILLAS DEL TAMBOR F-4 ..............................78

A.2 CÁLCULO DEL PESO DE CADA PEDESTAL ..........................................................84

A.3 ECUACIONES UTILIZADAS EN HOREC .................................................................85

A.3.1 Espesor de Carcasa Cilíndrica. ................................................................................85

A.3.2 Espesor de Cabezales...............................................................................................87

A.3.3 Anillos Rigidizadores (Código ASME, Sección VIII, Div. 1, UG-29). ..................92

A.3.4 Espesor de Boquilla (Código ASME, Sección VIII, Div. 1, UG-29). .....................94

A.3.5 Refuerzo de Boquilla (Código ASME, Sección VIII, Div. 1, UG-37). ...................95

v

A.3.6 Límite de Refuerzo de Boquilla (Código ASME, Sección VIII, Div. 1, UG-40). ..98

A.3.7 Cálculo de Esfuerzos (Método de L. P. Zick). ........................................................98

A.3.8 Cálculos Adicionales. ............................................................................................102

A.3.9 Cálculo de Reacciones en las Sillas.......................................................................104

A.4 CÁLCULO DE LA CONCENTRACIÓN DE H2S EN LA CORRIENTE DE

ALIMENTACIÓN DEL TAMBOR F-4 .............................................................................108

A.5 CÁLCULO DE LOS DESPLAZAMIENTOS TÉRMICOS DE LAS BOQUILLAS

DEL TAMBOR F-4.............................................................................................................109

APÉNDICE B BALANCES DE MASA Y ENERGÍA.......................................................111

B.1 CORRIENTE DE ENTRADA DE MEZCLA BIFÁSICA AL F-4 (C-12SHELLIN) Y

SALIDA DE VAPOR DEL F-4 AL E-3 (F-4VAP)............................................................112

B.2 SALIDA DE HIDROCARBUROS LÍQUIDOS DEL F-4 A E-51 (F-4HCLIQ).........113

B.3 DESCARGA DE AGUAS AGRIAS DEL F-4 (SOURWATER) ................................114

APÉNDICE C HOJA DE DATOS DEL TAMBOR F-4 ....................................................115

APÉNDICE D PLANOS DE TUBERÍAS Y EQUIPOS ....................................................118

APÉNDICE E REGISTROS DE PROGRAMAS ..............................................................119

vi

ÍNDICE DE FIGURAS

Figura 2.1 Puntos de cálculo de esfuerzos de acuerdo con el Boletín WRC 107......................18

Figura 3.1 Ventana de datos de HOREC...................................................................................28

Figura 3.2 Ventana de cálculo de espesores de la carcasa.........................................................30

Figura 3.3 Ventana de cálculo de espesor de cabezales. ...........................................................32

Figura 3.4 Ventana de cálculo de anillos rigidizadores.............................................................33

Figura 3.5 Ventana de cálculos adicionales...............................................................................34

Figura 3.6 Ventana de cálculo de reacciones en las sillas. ........................................................35

Figura 3.7 Ventana de cálculo de esfuerzos ..............................................................................36

Figura 3.8 Ventana de cálculo de espesores de boquillas y refuerzos.......................................37

Figura 4.1 Distribución de esfuerzos en el sistema asociado a la línea 8”-P-01-001-AA2A, por

cargas sostenidas. ..............................................................................................................52

Figura 4.2 Distribución de esfuerzos en el sistema asociado a la línea 8”-P-01-001-AA2A, por

cargas de expansión térmica. .............................................................................................53

Figura 4.3 Desplazamientos del sistema asociado a la línea 8”-P-01-001-AA2A, por expansión

térmica. ..............................................................................................................................54

Figura 4.4 Distribución de esfuerzos en el sistema asociado a las líneas 6”-HC-01-001-AA2A

y 3”-AW-01-001-AA2A, por cargas sostenidas (Caso 1). ................................................56

Figura 4.5 Desplazamientos del sistema asociado a las líneas 6”-HC-01-001-AA2A y 3”-AW-

01-001-AA2A, por cargas sostenidas (Caso 1). ................................................................56


y 3”-AW-01-001-AA2A, por expansión térmica (Caso 1)................................................57


01-001-AA2A, por expansión térmica (Caso 1)................................................................58


y 3”-AW-01-001-AA2A, por cargas sostenidas (Caso 2). ................................................60


01-001-AA2A, por cargas sostenidas (Caso 2). ................................................................60


y 3”-AW-01-001-AA2A, por expansión térmica (Caso 2)................................................61

vii

Figura 4.11 Desplazamientos del sistema asociado a las líneas 6”-HC-01-001-AA2A y 3”-

AW-01-001-AA2A, por expansión térmica (Caso 2)........................................................62

Figura 4.12 Distribución de esfuerzos en el sistema asociado a la línea 6”-SG-01-001-AA2A,

por cargas sostenidas. ........................................................................................................65

Figura 4.13 Distribución de esfuerzos en el sistema asociado a la línea 6”-SG-01-001-AA2A,

por cargas de expansión térmica........................................................................................66

Figura 4.14 Desplazamientos del sistema asociado a la línea 6”-SG-01-001-AA2A, por

expansión térmica. .............................................................................................................66

Figura 4.15 Distribución de esfuerzos en el sistema asociado a la línea 1-1/2”-P-01-002-

AA2A, por cargas sostenidas (Caso 1). .............................................................................68

Figura 4.16 Desplazamientos del sistema asociado a la línea 1-1/2”-P-01-002-AA2A, por

cargas sostenidas (Caso 1).................................................................................................69


AA2A, por cargas de expansión térmica (Caso 1). ...........................................................70


cargas de expansión térmica (Caso 1). ..............................................................................70


AA2A, por cargas sostenidas (Caso 2). .............................................................................71


cargas sostenidas (Caso 2).................................................................................................72


AA2A, por cargas de expansión térmica (Caso 2). ...........................................................73


cargas de expansión térmica (Caso 2). ..............................................................................73

viii

ÍNDICE DE TABLAS

Tabla 3.1 Especificaciones de pintura. ......................................................................................39

Tabla 3.2 Especificación de línea AA2A, clase 150 RF, acero al carbono. ..............................44

Tabla 3.3 Especificación de línea AA2A, clase 150 RF, acero al carbono (continuación).......45

Tabla 4.1 Espesores de carcasa calculados por HOREC...........................................................49

Tabla 4.2 Espesores de cabezales elípticos 2:1 calculados por HOREC...................................49

Tabla 4.3 Reacciones verticales sobre las sillas del tambor F-4. ..............................................50

Tabla 4.4 Esfuerzos longitudinales en el tambor F-4. ...............................................................50

Tabla 4.5 Esfuerzo tangencial de corte en el tambor F-4. .........................................................50

Tabla 4.6 Esfuerzos circunferenciales en el tambor F-4. ..........................................................50

Tabla 4.7 Espesores de boquillas...............................................................................................50

Tabla 4.8 Dimensiones de los refuerzos de las boquillas. .........................................................51

Tabla 4.9 Intensidad de esfuerzos en la unión de la boquilla "A" con la carcasa del tambor F-4,

de acuerdo con el Boletín WRC 107. ................................................................................54

Tabla 4.10 Intensidad de esfuerzos en el borde del refuerzo de la boquilla "A" del tambor F-4,


Tabla 4.11 Esfuerzo principal y reacciones sobre la boquilla de succión de la bomba J-13,

indicadas en el sistema de coordenadas del CAESAR (Caso 1). ......................................59

Tabla 4.12 Esfuerzo principal y reacciones sobre la boquilla de succión de la bomba J-52B,


Tabla 4.13 Esfuerzo principal y reacciones sobre la boquilla de succión de la bomba J-13,


Tabla 4.14 Esfuerzo principal y reacciones sobre la boquilla de succión de la bomba J-52B,


Tabla 4.15 Intensidad de esfuerzos en la unión de la boquilla "D" con la carcasa del tambor F-

4, de acuerdo con el Boletín WRC 107. ............................................................................63

Tabla 4.16 Intensidad de esfuerzos en el borde del refuerzo de la boquilla "D" del tambor F-4,


Tabla 4.17 Intensidad de esfuerzos en la unión de la boquilla "B" con la carcasa del tambor F-


ix

Tabla 4.18 Intensidad de esfuerzos en el borde del refuerzo de la boquilla "B" del tambor F-4,


Tabla 4.19 Intensidad de esfuerzos en la unión de la boquilla "C" con la carcasa del tambor F-


Tabla 4.20 Intensidad de esfuerzos en el borde del refuerzo de la boquilla "C" del tambor F-4,


Tabla 4.21 Intensidad de esfuerzos en la unión de la boquilla "E" con la carcasa del tambor F-


CCAAPPÍÍTTUULLOO 11

IINNTTRROODDUUCCCCIIÓÓNN

1.1 PLANTEAMIENTO DEL PROBLEMA.

Dentro del proyecto “Mejoras Confiabilidad Operacional de la Unidad FCC” de la Refinería

de Puerto La Cruz, se contempló una revisión del diseño de los equipos ubicados aguas abajo

del sistema de reacción. En este sentido, PDVSA le solicitó a la empresa KBR la evaluación

de la Unidad FCC desde la fraccionadora principal E-1 hasta la desbutanizadora E-5 bajo las

condiciones de operación actual de 15 MBD. Como parte de los resultados arrojados por la

simulación, se encontró que la sección de condensación de alta presión está limitada a 11,5

MBD por el tambor F-4. Esta limitación fue detectada específicamente en el lado agua. Así

mismo, se estableció que la torre despojadora de H2S (E-51) está operando actualmente a su

máxima capacidad; y debido a que posee algunos internos para separación de agua, sub-

utilizados; es probable que estos últimos, estén cubriendo la deficiencia del resto de los

platos. Adicionalmente, el flujo de agua de lavado que se inyecta en la descarga del compresor

J-12 debería ser, por diseño, aproximadamente 30 GPM, pero en la actualidad sólo pueden ser

manejados hasta 7 GPM, ya que a flujos superiores se observa presencia de agua en los

productos de las torres E-51 y E-5. Todo esto indica que existe un problema de separación del

agua libre, por lo que se hace necesario el diseño de un nuevo tambor F-4 con la finalidad de

incrementar la confiabilidad del sistema.

En los trabajos asociados se requiere cambiar los internos de la torre E-51 para eliminar su

actual congestionamiento manteniendo la tasa de flujo de la Unidad FCC en 15 MBD más un

10% de margen de diseño.

1.2 ANTECEDENTES DEL PROBLEMA.

En el año 1981, PDVSA generó las primeras recomendaciones para inyectar agua de lavado en

la entrada de los condensadores C-10A/B, ubicados a la salida del tope de la fraccionadora

principal E-1, así como, en la entrada de los condensadores C-12A/B/C. El sistema presentó

2

algunas limitaciones y provocó paradas en el año 1995 de 600 horas de mantenimiento, no

programado, a los condensadores C-12A/B/C. Además, entre los equipos afectados estuvo la

bomba de agua agria, J-25.

El 21 de noviembre de 1996, la gerencia técnica de CORPOVEN S.A. (PDVSA) publicó un

estudio sobre las mejoras al sistema de agua de lavado de la fraccionadora principal y de la

Sección de Recuperación de Gases de la Unidad FCC de la Refinería de Puerto La Cruz. El

reporte presentó la ingeniería básica de las mejoras al sistema de inyección de agua de lavado

para minimizar la corrosión en los condensadores C-10A/B y C-12A/B/C/D, y para reducir los

olores en el área del tambor receptor de aguas agrias (F-27) y en el Sistema de Tratamiento de

Gases (STG).

El reporte recomendó los siguientes cambios:

• Aumento de la capacidad de separación de agua de los tambores F-2 y F-4 de 30 a 65

GPM con la incorporación de botas decantadoras.

• Cambio de las boquillas de entrada y distribuidores en los tambores F-4 y F-27.

• Cambio de boquillas atomizadoras, tuberías, válvulas de control y bombas.

• Instalación de una línea de balance entre el tambor F-2 y F-27.

Con estas modificaciones PDVSA esperaba poder inyectar 30 GPM de agua tanto a los

condensadores C-10A/B y C-12A/B/C/D. Sin embargo, luego de haber realizado las

modificaciones, solamente 12 GPM de agua pudieron ser inyectados a los condensadores.

Adicionalmente, en diciembre del año 2001, PDVSA confirmó la existencia de arrastre de

agua en la nafta, así como arrastre de nafta en las aguas agrias del tambor F-2. Ante esta

situación, PDVSA le solicitó a la empresa KBR la evaluación del sistema de agua de lavado.

3

1.3 OBJETIVOS.

1.3.1 Objetivo General.

Realizar el diseño mecánico del tambor F-4 y de las líneas de tuberías asociadas de la Unidad

FCC de la Refinería de Puerto La Cruz.

1.3.2 Objetivos Específicos.

• Recopilar la información necesaria para el diseño mecánico del tambor F-4 y los

sistemas de tuberías asociados.

• Elaborar un programa de computación que automatice los cálculos requeridos para el

diseño mecánico del recipiente.

• Dimensionar el recipiente F-4 y verificar el diseño mediante el programa de

computación.

• Diseñar los nuevos arreglos de tuberías de las líneas asociadas al tambor F-4.

• Analizar la flexibilidad de los nuevos arreglos de tuberías de las líneas asociadas al

tambor F-4 y realizar las modificaciones pertinentes a los arreglos propuestos.


FFUUNNDDAAMMEENNTTOOSS TTEEÓÓRRIICCOOSS

2.1 A. B. PROYECTOS E INSPECCIONES.

La empresa A. B. Proyectos e Inspecciones fue fundada en el año 1990, y desde entonces, ha

contribuido al desarrollo integral de sus empleados, a través de la participación en proyectos

que han generado desarrollo social y económico en diferentes áreas geográficas,

principalmente en Venezuela y Colombia. El nombre de AB Proyectos e Inspecciones ha

estado asociado al suministro de servicios de ingeniería e inspección para la industria. Su

campo de acción se ha expandido a diferentes disciplinas incluyendo la ingeniería, gestión de

compra de materiales, evaluación de proveedores, control gerencial de proyectos, inspección y

agilización en planta, auditorias, aseguramiento de la calidad y programas de entrenamiento.

2.2 REFINERÍA DE PUERTO LA CRUZ.

La historia del distrito Puerto La Cruz comienza a partir de 1948, cuando la Venezuelan Gulf

Company inicia la construcción de una refinería ubicada en el área cercana a la ciudad de

Puerto La Cruz, la cual fue puesta en funcionamiento para el año de 1950. En sus comienzos

la instalación de la Venezuelan Gulf Company (actualmente, Refinería Área Puerto La Cruz),

contaba con una unidad de Destilación Atmosférica (DA-1), la cual tenía una capacidad de

procesamiento de 44 MBD de crudo.

Actualmente el distrito Puerto La Cruz está formado por un complejo refinador, el cual

comprende las instalaciones de la antigua refinería de la Venezuelan Gulf Company, ahora

Refinería PDVSA Área Puerto La Cruz, así como, la antigua refinería Sinclair Venezuelan Oil

Co., ahora Refinería PDVSA Área El Chaure y la Refinería PDVSA Área San Roque. Todas

estas instalaciones han permitido que el distrito Puerto La Cruz posea una capacidad de

procesamiento de 200 MBD de crudo, el cual es utilizado para cubrir la demanda del mercado

5

interno de la región Sur-Oriental del país, mientras que el excedente de productos es colocado

en el mercado de exportación.

Por su ubicación estratégica, la Refinería de Puerto La Cruz cumple tres funciones principales:

• Suplir la demanda del Mercado Interno de la Región Sur-Oriental del país.

• Colocación de los productos excedentes en el mercado de exportación.

• Manejo y distribución del crudo del Oriente del país.

La Refinería Área Puerto la Cruz está ubicada en la Costa Nor-Oriental del país, al Este de la

ciudad de Puerto La Cruz, Estado Anzoátegui. Esta ubicación le permite facilidades para la

distribución de sus productos a todo el país y al extranjero, mediante el cabotaje interno y

externo a través del Mar Caribe, además, está conectada por medio de oleoductos a los

principales campos de producción de crudo del Sur-Oriente del país.

2.3 UNIDADES DE PROCESO DE LA REFINERÍA DE PUERTO LA CRUZ.

2.3.1 Unidad de Destilación Atmosférica 1 (DA-1).

Esta unidad fue diseñada inicialmente para procesar 44 MBD de crudo con una gravedad

promedio de 30° API. Sin embargo, debido a las mejoras que se han realizado en el transcurso

de los años, se ha llevado el procesamiento hasta aproximadamente 77 MBD. Los crudos que

conforman la dieta típica de la planta son: Mesa T-54 de 30° API y Merey de 16° API, este

último hasta 10%V de la alimentación a la Unidad, obteniendo como productos gas de tope,

gasolina, nafta, jet, diesel pesado, gasóleo y residual.


Esta unidad de destilación atmosférica está diseñada (según capacidad de equipos) para

procesar una carga de 90 MBD de crudo Merey, con un rango de gravedad de 15,5º – 16,5°

API. En esta unidad también se procesan los crudos: Mesa Monagas y Guafita, cada uno de

30° API (Carga: 30 MBD) y una mezcla Mesa-Merey denominada Leona de 22º – 24° API

(Carga: 45 MBD). Obteniendo como producto: gas de tope, gasolina, diesel y residual.

6

2.3.3 Unidad de Redestilación (051).

La unidad tiene como función el fraccionamiento de las gasolinas provenientes del tope de las

Unidades de Destilación Atmosférica DA-1 y DA-2. Los productos que se obtienen de esta

unidad son la gasolina liviana (DPN) y la gasolina de fondo (RTB), con rendimientos

aproximados de 45%V y 55%V, respectivamente. La gasolina DPN se usa en la preparación

de las gasolinas de motor, mientras que la gasolina RTB por su alto contenido de compuestos

nafténicos más aromáticos, se usa como componente de la Nafta “El Chaure”.


La unidad DA-3 está ubicada en la Refinería El Chaure, a orillas de la Bahía de Bergantín, a 5

kilómetros de Puerto La Cruz. Su diseño original fue para procesar 40 MBD de crudo mediano

y pesado entre 22º y 30° API. En el año 1968 se hicieron modificaciones para procesar crudo

liviano y extra liviano (38º-42° API). Actualmente se procesa crudo Anaco Wax y/o Santa

Bárbara de 36º y 42° API respectivamente y se le incorpora residuo desparafinado de la

Refinería San Roque. Además, se procesan mezclas entre los crudos WAX - Santa Bárbara

con Mesa Troncal 54, dependiendo de las economías favorables. Se obtienen los siguientes

productos: gas, gasolina, diesel liviano, diesel pesado y residual.

2.3.5 Unidad de Desintegración Catalítica (FCC).

La Unidad de Desintegración Catalítica, procesa actualmente una mezcla formada por gasóleo

atmosférico proveniente de la unidad de destilación DA-1, residual de crudo Anaco Wax y/o

Santa Bárbara proveniente de la Unidad de Destilación Atmosférica DA-3. Los productos

principales de la reacción de craqueo catalítico son: gas seco, olefinas, gasolina, aceite

catalítico liviano, aceite catalítico pesado y aceite decantado.

2.3.6 Unidad de Tratamiento Merox.

La Unidad de Tratamiento Merox procesa una carga promedio de 7,5 a 8,0 MBD de gasolina

desbutanizada proveniente de la Unidad de Craqueo Catalítico (FCC) con una gravedad de 56º

– 58° API y un RVP 6,5 a 7,5 psia. Los productos finales son gasolinas de motor y gasolina

sin plomo.

7

2.3.7 Unidad de Alquilación.

El proceso de alquilación consiste en la combinación de las olefinas (compuestos de

hidrocarburos con doble enlace) provenientes de la Unidad de Craqueo Catalítico (FCC) con

isobutano en presencia de un catalizador (ácido fluorhídrico) para producir compuestos

parafínicos altamente ramificados en el rango de 7 a 8 átomos de carbono. La mezcla de estos

compuestos posee un alto octanaje RON y MON y se denomina alquilato. La Unidad de

Alquilación consta de cuatro etapas: Tratamiento de Olefinas, Reacción, Fraccionamiento y

Regeneración de Ácido.

2.4 DESCRIPCION DEL PROCESO DE LA UNIDAD FCC.

La Unidad de Craqueo Catalítico Fluidizado (FCC) de la Refinería de Puerto La Cruz, modelo

Orthoflow “B” modificado con Riser externo, procesa en la actualidad 15 MBD de una mezcla

de gasóleos atmosférico y residual. El diagrama de flujo de proceso se presenta en el Apéndice

D.1.

El proceso completo está dividido en:

1. Precalentamiento.

2. Reacción.

3. Regeneración.

4. Fraccionamiento.

5. Recuperación de Gases.

2.4.1 Precalentamiento.

La carga fresca es bombeada desde los límites de batería con las bombas J-50/J-50A a través

de los intercambiadores de productos de aceites de ciclo ligero (LCO) / carga fresca (C-57

A/B), intercambiador de reflujo del LCO / carga fresca (C-99), intercambiador de aceites de

ciclo pesado (HCO) / carga fresca (C-56), intercambiador de aceite decantado / carga fresca

(C-55), e intercambiador de aceite lodoso / carga fresca (C-9).

La carga es recogida en el tambor acumulador de carga F-60, desde donde es bombeada por

las bombas J-60 A/B a través del horno de precalentamiento de la carga, B-51, el cual controla

la temperatura de la carga que va hacia el Riser.

8

2.4.2 Reacción.

En el Riser la carga entra en contacto con un flujo de catalizador circulante proveniente del

regenerador cuya temperatura es de aprox. 1240º F, ésta temperatura es suficiente para

vaporizar la carga y proveer la energía necesaria para las reacciones endotérmicas de craqueo

catalítico.

Los vapores de reacción y el catalizador son separados en los ciclones del desgasificador D-1

cuya función es la de recuperar los productos principales de reacción y enviarlos a las

secciones de fraccionamiento y separación.

En el despojador, el catalizador “gastado” entra en contacto con una corriente de vapor

favoreciendo la desorción de las fracciones más livianas de hidrocarburo adheridas al

catalizador, el cual será enviado a la sección de regeneración.

2.4.3 Regeneración.

El catalizador que ha intervenido en la reacción pierde su actividad por efecto de

hidrocarburos de muy baja relación hidrógeno / carbono o “coque”, los cuales bloquean los

poros de las partículas y disminuyen el área necesaria para la reacción. La función principal

del regenerador es la de quemar el coque depositado en el catalizador y recuperar su actividad,

sin embargo, la combustión del coque eleva la temperatura del catalizador y provee la energía

necesaria para vaporizar la carga y para la reacción. Los gases de combustión son separados

del catalizador en los ciclones primarios y secundarios del regenerador antes de ser enviados

por la chimenea a la atmósfera.

2.4.4 Fraccionamiento.

El fraccionador principal produce líquidos y vapores y extrae el calor del vapor sobrecalentado

proveniente del convertidor. Parte del calor extraído es usado para precalentar la carga fresca

que va al convertidor, rehervir parte del fondo del despojador, rehervir el fondo del

desbutanizador y generar vapor saturado. El resto del calor es removido en el condensador de

tope C-10A/B.

Las corrientes que se obtienen del fraccionador son las siguientes:

9

• Vapores húmedos del tope de la fraccionadora, a la cual se añaden una corriente de

agua de lavado, LPG de la unidad DA-2 y LPG de Valcor. El producto neto es

condensado parcialmente y enviado al tambor de baja presión F-2, donde se tiene gases

húmedos, nafta y agua agria. La nafta es bombeada del tambor F-2 al absorbedor

primario E-3. Los gases húmedos son comprimidos con el compresor J-12 y enviados a

los condensadores C12A/B/C/D. El agua agria del F-2 es bombeada mediante las

bombas J-25A/B, parte de la cual es usada para lavar sales de los condensadores C-

12A/B/C/D, y el resto es enviada al tambor receptor de aguas agrias F-27.

Las siguientes son corrientes de retiro intermedias de la fraccionadora y son enviadas a

almacenaje después de ser enfriadas.

• Aceite Catalítico Liviano

• Aceite Catalítico Pesado

• Aceite Decantado

• Adicionalmente se dispone de una corriente de Slurry o Aceite Lodoso que se recircula

al Riser con el objetivo de devolver parte del catalizador que no pudo ser retenido por

los ciclones del desgasificador y para controlar la temperatura del regenerador.

2.4.5 Recuperación de Gases.

La Ssección de Recuperación de Gases esta conformada por el compresor de gas de

inyección, el absorbedor primario, despojadora, absorbedor secundario y desbutanizadora. El

compresor de una etapa, J-12, comprime el gas recibido del tope de la unidad de

fraccionamiento, F-2. Agua de lavado es inyectada a la salida del compresor. Esta corriente es

utilizada para remover amoníaco, cianuro y componentes sulfurosos y es parte del esquema

de control general de corrosión de planta.

El gas comprimido, el LPG importado de la unidad de crudo DA-1, el agua de lavado, la

corriente de fondo del absorbedor primario y el vapor sobrecalentado de la Despojadora E-

51, son combinadas y pasan a través de los condensadores C-12 A/B/C/D.

10

La corriente trifásica que sale de los condensadores C-12A/B/C/D es separada en el tambor

separador de alta presión, F-4. La corriente de vapor pasa al absorbedor primario. La corriente

de hidrocarburo líquido es bombeada con las bombas identificadas como J-13/J-52B, al tope

de la torre Despojadora E-51. El agua de lavado inyectada a la descarga del compresor de gas

y el agua condensada recuperadas en el tambor de alta presión, F-4, son recolectadas y

enviadas hacia el tambor receptor de agua, F-20. El agua es enviada al tambor separador de

aguas agrias, identificado como F-27. El agua del F-27 es bombeada hacia el sistema de

tratamiento de agua, que se encuentra fuera de los límites de baterías de la sección.

La corriente líquida del tambor F-4 es enviada al despojador E-51 cuya función es la de

despojar el H2S y las fracciones C2- de la gasolina, ésta se obtiene por el fondo de la columna y

es enviada a la desbutanizadora E-5 donde se separan las corrientes de gasolina a almacenaje y

de olefinas, que son enviadas a la unidad de Alquilación. Los vapores de despojamiento de la

columna E-51 son recirculados al tambor F-4.

La corriente gaseosa del tambor F-4 es enviada al absorbedor primario E-3 donde los gases

son puestos en contacto con dos corrientes de gasolina, una proveniente del tambor F-2 y otra

proveniente de la desbutanizadora E-5. Los gases pobres se obtienen por el tope y son

enviados al absorbedor secundario E-4 en el cual son puestos en contacto con aceite catalítico

liviano. Por la acción de ambas columnas se recupera aproximadamente el 85% de las

fracciones C3+ de la corriente de gases. Por el tope del absorbedor E-4 se obtiene la corriente

de gas seco que es enviada al Sistema de Ttratamiento de Gases (STG). Las corrientes líquidas

provenientes de los absorbedores son recirculadas al tambor F-4.

2.5 DEFINICIONES DE TÉRMINOS ASOCIADOS A RECIPIENTES A PRESIÓN

2.5.1 Presión de Operación.

Es la presión a la cual los equipos o tuberías están normalmente expuestos en condición de

operación. [1]

11

2.5.2 Presión de Operación Máxima.

Es la máxima presión prevista en el sistema debido a desviaciones de la operación normal.

Esto incluye arranques, paradas, operaciones alternadas, requerimientos de control,

flexibilidad de operación y perturbaciones del proceso. [1]

2.5.3 Presión de Diseño.

Es la presión máxima, interna o externa, a ser utilizada para determinar el espesor mínimo de

tuberías, recipientes u otros equipos. Para condiciones de vacío parcial o total, la presión

externa es la máxima diferencia de presión entre la atmosférica y la presión interna existente

en los equipos. [1]

2.5.4 Máxima Presión de Trabajo Permisible (MAWP).

Es la máxima presión que puede resistir el recipiente en operación a una temperatura

determinada. Esta presión es obtenida de los cálculos para cada elemento del recipiente

tomando sus espesores nominales y los considerados por la aplicación de otras cargas que no

sean la presión excluyendo el sobre espesor por corrosión. [2]

2.5.5 Temperatura de Operación.

Es la temperatura que alcanzará el metal de las partes del recipiente bajo condiciones de

operación normal. [2]

2.5.6 Temperatura de Operación Máxima.

Es la temperatura más alta del fluido del proceso prevista para las desviaciones esperadas de la

operación normal. Esto incluye arranques, despresurización, paradas, operaciones alternadas,

requerimientos de control, flexibilidad operacional y perturbaciones del proceso. [1]

2.5.7 Temperatura de Diseño.

Es la temperatura del metal, que representa las condiciones coincidentes más severas de

presión y temperatura. Esta temperatura es utilizada para el diseño mecánico de equipos y

tuberías, incluyendo la selección de materiales. [1]

12

2.5.8 Operación Normal.

Es la operación de trabajo a la que será sometido el recipiente, de acuerdo a los límites de

diseño tomados en consideración para su fabricación. [2]

2.5.9 Esfuerzo Admisible.

Es el máximo esfuerzo permisible para un componente bajo condiciones específicas de carga y

un determinado tipo de material.

2.5.10 Espesor Requerido.

Es el calculado por las fórmulas de diseño, antes de añadirle el espesor equivalente a la

máxima corrosión permitida. [2]

2.5.11 Espesor de Diseño.

Es el espesor requerido más el espesor equivalente a la máxima corrosión permitida. [2]

2.5.12 Espesor Nominal.

Es el espesor seleccionado como aquel comercialmente disponible; tal como sea suplido por el

fabricante. Este puede exceder el espesor de diseño, pero en ningún caso puede ser menor. [2]

2.5.13 Tolerancia de Corrosión.

Es el valor en que se aumenta el espesor requerido, considerando el efecto corrosivo del fluido

que contendrá el recipiente y la vida útil que se espera del mismo. [2]

2.5.14 Eficiencia de una Junta Soldada.

La eficiencia de una junta soldada es expresada como un valor numérico y es el factor

multiplicador del máximo esfuerzo permitido en los materiales, el cual se utiliza en los

cálculos de diseño del mínimo espesor requerido. Los valores que pueden tomar están

comprendidos entre 1,00 y 0,45. [2]

2.5.15 Inspección Radiográfica.

Es un método de ensayo no destructivo utilizado para detectar discontinuidades internas de los

materiales. Este consiste en hacer pasar energía ionizante a través de un material, obteniéndose

13

una imagen bidimensional del interior del material en una placa radiográfica u otro registro

fotosensible. [2]

2.5.16 Inspección por Partículas Magnéticas.

Es un método de ensayo no destructivo utilizado para detectar grietas o discontinuidades cerca

de la superficie en materiales ferromagnéticos. Este consiste en magnetizar adecuadamente el

material y aplicarle partículas de polvo de hierro finamente divididas, las cuales se adhieren al

material sobre la grieta o discontinuidad en caso de que existan. [2]

2.5.17 Tratamiento Térmico Post-Soldadura.

Es el calentamiento uniforme de una estructura, tubería, o porción de la misma, a una

temperatura suficiente para aliviar la mayor parte de la tensión residual, seguido por un

enfriamiento uniforme, suficientemente lento para minimizar el desarrollo de nuevas tensiones

residuales. [1]

2.5.18 Prueba Hidrostática.

La prueba hidrostática tiene por objeto asegurar la hermeticidad y comprobar la integridad

mecánica del recipiente. Esta consiste en llenar el recipiente de un fluido, generalmente agua,

y aplicarle una determinada presión. La mínima presión requerida y la máxima presión

permisible para la prueba dependen del código aplicado. [1]

2.5.19 Línea de Tangencia.

Es la línea que divide la porción cilíndrica del cabezal, de la parte no cilíndrica. [3]

2.5.20 Longitud Tangente – Tangente.

Es la longitud medida desde la línea de tangencia de un cabezal, hasta la línea de tangencia en

el cabezal opuesto. [3]

2.5.21 Longitud Efectiva.

Es la longitud del tambor, requerida para que ocurra la separación vapor/gas–líquido–líquido,

y se puedan tener los volúmenes requeridos de líquido, tanto de operación como de

emergencia. Esta es la longitud que normalmente se obtiene solamente por cálculos de

14

proceso. En el caso de tambores horizontales de una sola boquilla de alimentación,

corresponde a la distancia entre la boquilla de entrada y la de salida de gas. [4]

2.5.22 Línea de Soporte

Una línea de soporte es:

a) Un anillo rigidizador que cumple los requerimientos del Código ASME, Sección VIII,

Div. 1.

b) Una línea circunferencial en un cabezal, a un tercio de la profundidad del cabezal

medida desde la línea de tangencia.

c) Una unión cono-cilindro. [5]

2.5.23 Faldilla.

Es la porción cilíndrica de un cabezal a la cual se une la carcasa del recipiente. [3]

2.6 COMPONENTES DE UN RECIPIENTE A PRESIÓN

2.6.1 Carcasa.

Es la porción que conforma el cuerpo del recipiente. Este generalmente es cilíndrico o

esférico, aunque también puede tener una sección no circular.

2.6.2 Cabezales.

Son los extremos del recipiente. Las diferentes formas de un cabezal son: elíptico,

hemisférico, toriesférico, cónico, toricónico y plano. También se pueden tener secciones

cónicas o toricónicas que permiten ampliar o reducir la sección transversal de un cuerpo

cilíndrico.

2.6.3 Sillas.

Son los soportes sobre los que se apoya un recipiente horizontal. Estos son soldados

directamente al recipiente o a una plancha de desgaste, y son fijados mediante pernos a una

base fija.

2.6.4 Plancha de Desgaste.

Es una lámina de metal soldada al cuerpo del recipiente y a la cual se sueldan las sillas de

apoyo.

15

2.6.5 Boquilla.

Son tuberías que se encuentran soldadas a la carcasa o a los cabezales y que poseen en su

extremo una brida de conexión.

2.6.6 Brida.

Son todas aquellas conexiones con pernos que permiten armar y desmontar el equipo o tubería

para realizar mantenimiento o reparaciones.

2.6.7 Refuerzos.

Son placas de metal soldadas en el perímetro de una boquilla o ramal de una tubería, o

soldadas al recipiente por un lado y por el otro al elemento que se quiere conectar. Los

refuerzos sirven para aumentar la rigidez de una conexión y para disminuir la concentración de

esfuerzos de un área determinada.

2.6.8 Anillo Rigidizador.

Es un anillo de metal soldado alrededor del perímetro de la carcasa del recipiente para

aumentar su rigidez.

2.6.9 Rompe Vórtice.

Es un dispositivo adosado internamente a las boquillas de líquido, y su función es evitar el

arrastre de burbujas de vapor/gas en la corriente líquida que deja el tambor. [6]

2.6.10 Eliminador de Niebla.

Son aditamentos para eliminar pequeñas gotas de líquido que no pueden ser separadas por la

simple acción de la gravedad en separadores vapor–líquido. Entre los diferentes tipos

existentes, destacan las mallas de alambre ó plástico, conocidos popularmente como

“demisters” ó “mallas” y los tipo “vanes”. [6]

2.6.11 Deflector.

Estos aditamentos internos adosados a la boquilla de entrada, se emplean para producir un

cambio de cantidad de movimiento o de dirección de flujo de la corriente de entrada, y así

generar la primera separación mecánica de las fases del fluido. [6]

16

2.6.12 Boca de Visita.

Es una boquilla, generalmente de 16” o 24”, por la cual se accesa al interior del recipiente.

Esta es cubierta mediante una brida ciega. [3]

2.6.13 Pescante.

Brazo soldado al recipiente utilizado para sostener una carga. Una de la funciones más

comunes es la de soportar la tapa ciega de la boca de visita cuando esta se separa de la brida,

permitiendo desplazarla a un lado mediante el giro del brazo sobre su propio eje, facilitando de

esta forma el acceso al interior del recipiente.

2.7 ESFUERZOS EN RECIPIENTES SOMETIDOS A PRESIÓN.

2.7.1 Tipos de Esfuerzos.

Los esfuerzos se pueden clasificar en:

• Primarios (P): son esfuerzos normales o cortantes generados por la necesidad del

material de compensar las cargas internas y externas que actúan sobre el recipiente.

Este tipo de esfuerzo se caracteriza por no ser auto limitante, es decir, que los esfuerzos

primarios que superen considerablemente el límite de fluencia producirán la falla del

recipiente.[7]

• Secundarios (Q): son esfuerzos normales o cortantes generados por restricciones

impuestas sobre la estructura. A diferencia de los esfuerzos primarios, éstos se

caracterizan por ser auto limitantes, es decir, que ligeras deformaciones del material

provocarán que la carga que produce el esfuerzo disminuya su intensidad. Por ejemplo:

los esfuerzos de expansión térmica.[7]

• Picos (F): son esfuerzos que no producen una distorsión notable en el material, debido

a su baja magnitud, aunque pueden producir fallas por fatiga debido a su naturaleza

cíclica.[7]

Dentro de los esfuerzos primarios se encuentran:

• Esfuerzos de membrana: éstos se definen como la componente del esfuerzo normal,

la cual se encuentra uniformemente distribuida a través del espesor de la sección

considerada. Pueden ser: generales (Pm) cuando están aplicados uniformemente sobre

17

una sección completa del recipiente; y locales (Pl) cuando se encuentran confinados a

una pequeña área del recipiente. Por ejemplo, el esfuerzo producido en la carcasa de un

recipiente debido a las cargas mecánicas externas sobre una boquilla, es un esfuerzo

principal de membrana local.[7]

• Esfuerzos de flexión (Pb): son los producidos por la flexión del recipiente debido a la

presión o por cargas mecánicas externas.[7]

2.7.2 Intensidad de Esfuerzo.

La intensidad de esfuerzo se define como el doble del esfuerzo cortante máximo. Los límites

de las intensidades de esfuerzos son los siguientes: [7]

• Intensidad de esfuerzo general de membrana (Pm): mSk ⋅

• Intensidad de esfuerzo local de membrana (Pl): mSk ⋅⋅5,1

• Intensidad de esfuerzo primario de membrana (general ó local) más primario de

flexión (Pl + Pb): mSk ⋅⋅5,1 .

• Intensidad de esfuerzo primario más secundario (Pl + Pb + Q): Sps

Donde:

k se obtiene de la tabla AD-150.1 del Código ASME.

Sm se obtiene en las tablas 2A y 2B de la Sección II, Parte D del Código ASME.

Sps es el mayor entre mS⋅3 y Sy⋅2 .

Sy es el esfuerzo de fluencia del material.

2.7.3 Esfuerzos en Cuerpos Cilíndricos Debido a Cargas Locales Externas.

Las cargas sobre boquillas y demás elementos que se encuentran unidos al cuerpo de un

recipiente a presión, generan esfuerzos de membrana y de flexión sobre la carcasa y cabezales.

El Boletín WRC 107 “Local Stress in Spherical and Cylindrical Shell Due to External

Loading” (“Esfuerzos locales en carcasas cilíndricas y esféricas debido a cargas externas”),

permite determinar las intensidades de esfuerzos en ocho puntos ubicados sobre dos ejes tanto

en el interior como en el exterior de la carcasa, como se puede apreciar en la Figura 2.1. Los

esfuerzos son considerados en la pared del recipiente en la unión con el elemento. [8]

18

Figura 2.1 Puntos de cálculo de esfuerzos de acuerdo con el Boletín WRC 107.

Donde:

P: carga axial.

V1 y V2: fuerzas cortantes.

Mt: momento torsor.

M1 y M2: momentos flectores.

A, B, C y D son los puntos donde se determinan las intensidades de esfuerzos en la carcasa del

recipiente, indicando el subíndice “u” el punto superior y el subíndice “l” el punto inferior.

2.7.4 Esfuerzos por Presión en Cilindros de Pared Delgada.

En un recipiente sometido a presión externa o interna el estado de esfuerzos es triaxial y los

esfuerzos principales son:

xσ : Esfuerzo longitudinal.

φσ : Esfuerzo circunferencial.

rσ : Esfuerzo radial.

19

El esfuerzo radial es el resultado de la acción de la presión sobre la pared del recipiente, lo

cual produce un esfuerzo de compresión de igual magnitud a la presión del recipiente. En

recipientes de pared delgada, donde el espesor es menor que el 10% del radio, el esfuerzo

radial es muy pequeño comparado con los otros esfuerzos principales, por lo cual se puede

despreciar. Por lo tanto se asume que el estado de esfuerzos es biaxial. [9]

El esfuerzo circunferencial viene dado por la siguiente expresión:

t

RP ⋅=φσ

Mientras que el esfuerzo longitudinal viene dado por:

t

RPx

⋅

⋅=

2σ

Siendo el esfuerzo circunferencial el doble del esfuerzo longitudinal.

Donde:

P: Presión interna.

R: Radio de la sección.

t: Espesor de pared de la sección.

Así mismo, en un recipiente de pared delgada, se puede considerar que la distribución de

esfuerzos en el espesor del recipiente es uniforme. [9]

2.8 ESFUERZOS EN TUBERÍAS.

2.8.1 Esfuerzo Circunferencial por Presión.

Es el esfuerzo circunferencial producido por la presión. Este viene dado por la siguiente

expresión:

PYt

DPp ⋅−

⋅

⋅=

2σ

Donde:

P: Presión.

D: Diámetro externo.

20

t: Espesor menos tolerancia de fabricación y de corrosión.

Y: Factor que depende de la temperatura y del tipo de material.

Siendo el esfuerzo admisible SE ⋅ , donde E es la eficiencia de la junta soldada en tuberías con

costura o la eficiencia de la fundición en tuberías de hierro fundido; y S es el esfuerzo

admisible del material a la temperatura de diseño. [10]

2.8.2 Esfuerzo por Cargas Sostenidas.

Son esfuerzos longitudinales producidos por la presión y el peso de la tubería, incluyendo el

peso del fluido, aislante y accesorios tales como bridas y válvulas. Los esfuerzos por cargas

sostenidas se pueden expresar de la siguiente forma:

LgLpL σσσ +=

t

DPLp

⋅

⋅=

4σ

( ) ( )Z

MiMi ooii

Lg

22⋅+⋅

=σ

Donde:

Lσ : Esfuerzo por carga sostenida.

Lpσ : Esfuerzo longitudinal por presión.

Lgσ : Esfuerzo longitudinal por cargas de gravedad.

Ii: Factor de intensificación de esfuerzos en el plano.

Io: Factor de intensificación de esfuerzos fuera del plano.

Mi: Momento flector en el plano.

Mo: Momento flector fuera del plano.

Z: Módulo de la sección transversal de la tubería.

El esfuerzo calculado por cargas sostenidas debe ser menor que el esfuerzo admisible básico a

la temperatura de diseño Sh. [10]

21

2.8.3 Esfuerzo por Expansión Térmica.

Se produce cuando la tubería trata de expandirse, debido a un incremento de la temperatura del

metal, y no puede hacerlo libremente debido a las restricciones impuestas por vinculaciones

como soportes o las uniones con los equipos a los cuales se encuentra conectada. Por esta

razón se producen momentos flectores Mi y Mo y un momento torsor Mt en las secciones

transversales de la tubería. [10]

El esfuerzo máximo longitudinal producido por los momentos flectores, se puede expresar

como:

( ) ( )Z

MiMi ooii

b

22⋅+⋅

=σ

Mientras que el momento torsor produce un esfuerzo cortante máximo:

Z

M t

t⋅

=2

τ

La norma ANSI/ASME B31.3 emplea la teoría de falla del Esfuerzo Cortante Máximo (Teoría

de Tresca), según la cual el esfuerzo cortante máximo real debe ser menor que el esfuerzo

cortante máximo en un ensayo de tracción para un determinado nivel de carga. De esta forma

se tiene: [10]

AtbE S≤⋅+= 22 4 τσσ

( )hcA SSfS ⋅+⋅⋅= 25,025,1

Donde:

Eσ : Esfuerzo de expansión.

SA: Esfuerzo admisible de expansión.

F: Factor de reducción por cargas cíclicas.

Sc: Esfuerzo admisible básico a la temperatura mínima.

Sh: Esfuerzo admisible básico a la temperatura máxima.


DDEESSAARRRROOLLLLOO DDEELL TTRRAABBAAJJOO

En este capítulo se presentan las bases y criterios empleados para el diseño mecánico del

tambor F-4 y de las líneas de tuberías asociadas a éste, así como, cada una de las etapas

seguidas en la ejecución del proyecto.

3.1 BASES DE DISEÑO.

3.1.1 Normas y Códigos Aplicables.

El diseño de los equipos y sistemas de tuberías se realizó según los requerimientos del

proyecto, basado en la aplicación de las siguientes normas y códigos:

• “American National Standards Institute” (ANSI).

o B1.20.1 “Pipe Threads”

• “American Petroleum Institute” (API).

o 610 “Centrifugal Pumps for Petroleum, Petrochemical and Natural

Gas Industries”

• “American Society of Mechanical Engineers” (ASME).

o B16.5 “Steel Pipe Flanges and Flanged Fittings”

o B16.9 “Factory-Made Wrought Steel Buttwelding Fittings”

o B16.10 “Face-to Face and End-to-End Dimension of Valves”

o B16.11 “Forged Steel Fittings, Socket-Welding and Threaded”

o B16.20 “Metallic Gasket for Pipes Flanges – Ring Joint, Spiral Wound

and Jacketed”

o B31.3 “Process Piping”

o B36.10M “Welded and Seamless Wrought Steel Pipe”

23

o BPVC “Section II”

o BPVC “Section VIII, Division 1”

o BPVC “Section VIII, Division 2”

• “Petróleos de Venezuela S.A.” (PDVSA)

o D-211 “Pressure Vessel Design and Fabrication Specification”

o H-221 “Materiales de Tubería”

o JA-221 “Diseño Sismorresistente de Instalaciones Industriales”

o JA-222 “Diseño Sismorresistente de Recipientes y Estructuras”

o 10603.1.301 “Asientos para Recipientes Horizontales”

o 10603.2.002 “Nozzle Arrangement Details”

o 10603.2.102 “Manhole Cover Davits”

o 10603.2.406 “Orejas para Puesta a Tierra”

o 10603.2.402 “Cartelas para Placas de Identificación”

o 10603.2.306 “Wire Mesh Separators and Support”

o 10603.2.309 “Rompe Vórtices Tipo Rejilla”

o 0603.1.403 “Recipientes en Servicio de Sulfuro de Hidrógeno”

o MDP-01-DP-01 “Temperatura y Presión de Diseño”

o O-201 “Selección y Especificaciones de Aplicación de Pinturas

Industriales”

• Otras normas

o WRC 107 “Local Stress in Spherical and Cylindrical Shell Due to External

Loading”

o ASCE 7-95 “Minimum Design Loads for Buildings and Other Structures”

o COVENIN

2003-89

“Acciones del Viento Sobre las Construcciones”

o ASTM A-20 “General Requirements for Steel Plates for Pressure Vessels”

3.1.2 Sistema de Unidades.

En el presente trabajo las medidas son reportadas en el Sistema Inglés, con excepción de las

longitudes de tuberías, las cuales son presentadas en el Sistema Internacional. Las unidades

24

registradas en los planos de los equipos, las manejadas por los programas de computación

utilizados, así como las empleadas en las normas y códigos pertenecen al Sistema Inglés.

3.1.3 Condiciones Ambientales.

En el presente trabajo, para el diseño de los nuevos equipos y tuberías a ser instalados en la

Refinería de Puerto La Cruz, se tomaron como referencia las siguientes condiciones

ambientales:

• Elevación sobre el nivel del mar: 0 a 100 pies

• Temperatura ambiente máx: 100 ºF

• Temperatura ambiente mín: 70 ºF

• Velocidad del viento: 4 a 10 MPH a 30 pies sobre el nivel del mar.

70 MPH a 30 pies sobre el nivel del mar.

• Dirección predominante del viento: Norte-Noreste a Sur-Sureste

• Precipitación máxima: 2,4 pulg/hr

• Humedad relativa promedio: 72 %

3.1.4 Condiciones de Operación y Diseño.

3.1.4.1 Condiciones de Operación.

Las condiciones de presión y temperatura de operación, así como, la caracterización de los

fluidos, se tomaron de los balances de masa y energía de la simulación para una carga de 15

MBD (Caso Máx. Naphtha), realizada por la empresa KBR (ver Apéndice B). Las condiciones

son las siguientes:

• Presión de operación: 174 psig.

• Temperatura de operación: 110 ºF

3.1.4.2 Condiciones de Diseño.

• Presión de diseño: 201 psig.

• Temperatura de diseño: 160 ºF.

25

3.2 CRITERIOS DE DISEÑO.

3.2.1 Condiciones de Diseño.

Las condiciones de presión y temperatura de diseño se determinaron de acuerdo con el

documento PDVSA Nº MDP-01-DP-01 “Temperatura y Presión de Diseño”, en donde se

establece que la temperatura de diseño de equipos y tuberías debe ser al menos 50 ºF superior

a la temperatura de operación máxima, pero en ningún caso inferior que la máxima

temperatura en casos de emergencia, como falla de servicios, bloqueo de operación, falla de

instrumentos, etc. Así mismo, se indica que la presión de diseño generalmente se selecciona

como la mayor entre: a) el 110% de la presión de operación máxima y b) la presión de

operación más 25 psi. Siendo la presión de operación máxima al menos un 105% de la presión

de operación.

3.2.2 Diseño Mecánico del Tambor F-4.

• En el diseño del recipiente F-4 se consideró la mayor reacción vertical, sobre cada silla,

producida por viento o sismo.

• El cálculo de las cargas de viento sobre el recipiente se realizó de acuerdo con la norma

ASCE 7-95 “Minimum Desing Loads for Buildings and Other Structures” (Cargas

Mínimas de Diseño para Edificaciones y Otras Estructuras”.

• En el cálculo de la reacción vertical sobre cada silla, por la acción del viento, se

consideró que el viento actúa simultáneamente con la misma magnitud sobre la cara

frontal y lateral del recipiente, independientemente de la dirección del viento.

• El cálculo de las fuerzas sísmicas se realizó empleando el método de análisis estático

simplificado para sistemas flexibles, establecido en la norma PDVSA JA-221 “Diseño

Sismorresistente de Instalaciones Industriales”.

3.2.3 Recipientes en Servicio de H2S.

Los aceros al carbono y de baja aleación en contacto con sulfuro de hidrógeno deben ser

completamente calmados (fully killed), y si el contacto de H2S es mayor a 50 ppm (en peso),

el nivel de dureza debe ser mantenido por debajo de Rockwell C–22. Esto es particularmente

importante en depósitos de soldadura que son los más susceptibles al ataque de sulfuro de

26

hidrógeno causando corrosión bajo tensión, debido a esfuerzos residuales, zonas de dureza

localizadas, y/o esfuerzos causados por fuerzas externas.

Cuando el contenido de H2S es mayor a 50 ppm (en peso) y el contenido de cianuro (CN–) es

mayor a 20 ppm (en peso), las soldaduras deben ser sometidas a tratamiento térmico post

soldadura.

Metales como el cobre y zinc no deben utilizarse en el ensamblaje de recipientes o

componentes del mismo, por ejemplo, empacaduras o galvanizado, ya que éstos no sólo tienen

baja resistencia a la corrosión por H2S húmedo, sino que ellos al asociarse con el acero al

carbono o el de baja aleación aceleran la corrosión debido a la formación de pares galvánicos.

Los materiales para pernos en contacto con H2S húmedo deben someterse a tratamiento

térmico hasta una dureza máxima de Rockwell C–22 (por ejemplo, ASTM 193 B7M), cuando

la presión parcial de H2S excede 0,0035 kg/cm2 (0,05 psia) ó 50 ppm (en peso) en soluciones

acuosas.

3.2.4 Análisis de Flexibilidad.

• Las conexiones al recipiente F-4 fueron modeladas de acuerdo con el Boletín WRC

297 el cual ofrece una mejor aproximación de las cargas y esfuerzos que se generan en

la boquilla y el recipiente. Las boquillas de la torre E-3 y los condensadores C-12B/C

no se modelaron por este método por falta de información de estos equipos.

• Se definieron desplazamientos térmicos en las boquillas del recipiente F-4. En el resto

de las conexiones no se definieron desplazamientos por falta de información de las

líneas o equipos asociados. Los cálculos de los desplazamientos térmicos de las

boquillas se presentan en el Apéndice A.5.

• Las conexiones de las líneas de tuberías se modelaron como anclajes del sistema, es

decir que son vinculaciones que restringen los seis grados de libertad, con la excepción

de aquellas uniones donde se definieron desplazamientos térmicos, en las cuales se

permite el movimiento de la conexión en las direcciones y cantidades definidas.

• Dado que no se cuenta con información de las reacciones sobre las boquillas de

descarga de las bombas, sólo se evaluaron las boquillas de succión de acuerdo a la

norma API 610.

27

• En el análisis no se tomaron en cuenta los drenajes y venteos, ya que sus longitudes y

diámetros (3/4”) son pequeños en comparación con el resto del sistema de tuberías

cuyos diámetros abarcan entre 1 1/2” a 12”, por lo cual sus contribuciones de peso y

expansión son despreciables.

• Dado que las bombas J-13 y J-52B son de eje vertical con boquillas laterales, el valor

de cargas admisibles de acuerdo a la norma API 610, es el doble de los valores

indicados en la Tabla 4 de esta norma, para esta disposición de boquillas. En caso de

que las reacciones sobre las boquillas de la bomba sean mayores al valor admisible, la

boquilla cumplirá con la norma API 610 si el esfuerzo principal es menor a 5950 psi.

• Los sistemas se analizaron considerando que todas las tuberías se encuentran a la

temperatura de diseño (160 ºF).

3.3 PROGRAMA DE COMPUTACIÓN.

3.3.1 Descripción.

El programa de computación, titulado “HOREC” fue desarrollado con la finalidad de

automatizar los cálculos necesarios para llevar a cabo el diseño mecánico del tambor F-4.

HOREC fue elaborado en el sistema operativo Microsoft Windows XP, bajo el lenguaje de

programación Microsoft Visual Basic. Los procedimientos y ecuaciones utilizadas en HOREC

se presentan en el Apéndice A.3.

3.3.2 Alcance.

• Cálculo de espesor de carcasas cilíndricas sometidas a presión interna y externa, de

acuerdo con el Código ASME, Sección VIII, División 1.

• Cálculo de espesor de cabezales elípticos 2:1, toriesféricos y hemisféricos; sometidos a

presión interna y/o externa de acuerdo con el Código ASME, Sección VIII, División 1.

• Cálculo de espesor de secciones y cabezales cónicos y toricónicos, sometidos a presión

interna y/o externa, de acuerdo con el Código ASME, Sección VIII, División 1.

• Cálculo de espesor de pared de boquillas de acuerdo con el Código ASME, Sección

VIII, División 1.

• Cálculo de refuerzos de boquillas de acuerdo con el Código ASME, Sección VIII,

División 1.

28

• Cálculo de reacciones sobre sillas de recipientes horizontales, por la acción del viento,

de acuerdo con la norma ASCE 7-95.

• Cálculo de reacciones sobre sillas de recipientes horizontales, debido a acciones

sísmicas, de acuerdo con la norma PDVSA JA-221.

• Cálculo de pesos de recipientes horizontales en condición de operación, vacío y prueba

hidrostática.

• Cálculo de esfuerzos en recipientes horizontales soportados sobre dos sillas, de acuerdo

con el método de L. P. Zick.

3.3.3 Ejecución del Programa.

Para correr HOREC se debe hacer doble clic sobre el icono del programa. Al ingresar a la

aplicación se le presentará al usuario una ventana (ver Figura 3.1) donde se deberán introducir

los datos del recipiente, los cuales son necesarios para los cálculos.

Figura 3.1 Ventana de datos de HOREC

29

3.3.3.1 Guardar Datos.

Esta opción permite al usuario guardar los datos introducidos al programa en un archivo de

texto. No se guardan los resultados obtenidos en el programa, por lo cual al abrir el archivo se

deberán realizar nuevamente los cálculos. Se accede en el menú Archivo > Guardar >

Guardar Archivo.

3.3.3.2 Guardar Resultados.

Guarda los resultados obtenidos en un archivo de texto, el cual permite al usuario revisarlos en

cualquier momento sin necesidad de correr el programa. Se accede en el menú Archivo >

Guardar > Guardar Resultados.

3.3.3.3 Abrir Archivo.

Abre un archivo de datos guardado anteriormente y carga los datos en el programa. Se accede

en el menú Archivo > Abrir.

3.3.3.4 Cálculo de Espesor de la Carcasa.

Para acceder a la pantalla de cálculo de espesores de la carcasa se debe hacer clic en el menú

Cálculos > Espesores > Carcasa.

• Presión interna.

Para calcular espesores por presión interna se debe hacer clic sobre el botón “Resultados” (ver

Figura 3.2), ubicado en el recuadro identificado como “Presión Interna”. En caso de que el

espesor nominal introducido en la ventana de datos sea menor al espesor de diseño, el

programa mostrará un mensaje indicando que se incremente el espesor nominal de la carcasa.

• Presión externa.

Para el cálculo de espesores por presión externa se debe introducir el espesor mínimo

requerido por presión externa y la distancia entre líneas de soporte de la sección a la que se le

va a calcular el espesor. Luego se hace clic en el botón “Determinar Factores "L/Do" y "Do/t"”

(ver Figura 3.2) y con los valores obtenidos se leen los factores A y B de los gráficos o tablas

en la Sección II, Parte D, Subparte 3 del Código ASME; y se introducen los valores en los

recuadros proporcionados. En caso de que el valor de A se encuentre a la derecha del final de

las curvas temperatura/material se debe seleccionar la casilla correspondiente. Posteriormente

se hace clic en botón “Determinar Presión Externa Admisible”. Si la presión externa admisible

30

es menor que la presión externa de diseño, aparecerá un mensaje indicando que se incremente

el espesor mínimo requerido por presión externa.

Figura 3.2 Ventana de cálculo de espesores de la carcasa.

3.3.3.5 Cálculo de espesor de los cabezales.

Para acceder a la pantalla de cálculo de espesores de los cabezales se debe hacer clic en el

menú Cálculos > Espesores > Cabezales.

• Presión interna.

En primer lugar se debe seleccionar el tipo de cabezal. En caso de que el cabezal seleccionado

sea cónico, se deberán introducir el ángulo del cono y la altura del cono; y si el cabezal es

toricónico, se deberán introducir, además del ángulo del cono, el radio de la unión faldilla-

cono y la altura del cabezal medida desde la línea de tangencia. Para calcular el espesor por

presión interna se debe hacer clic sobre el botón “Resultados” (ver Figura 3.3), ubicado en el

cuadro identificado como “Espesores por Presión Interna”. En caso de que el espesor nominal

31

introducido en la ventana de datos sea menor al espesor de diseño, el programa mostrará un

mensaje indicando que se incremente el espesor nominal del cabezal.

• Presión externa.

Se debe seleccionar el tipo de cabezal e introducir el espesor mínimo requerido por presión

externa. Dependiendo del tipo de cabezal seleccionado se tienen dos procedimientos distintos:

1. Cabezales elíptico 2:1, toriesférico y hemisférico: Hacer clic en el botón “Determinar

el Factor A” y con el valor obtenido se lee el factor B de los gráficos o tablas en la

Sección II, Parte D, Subparte 3 del Código ASME; y se introduce en el recuadro

proporcionado. En caso de que el valor de A se encuentre a la derecha del final de las

curvas temperatura/material se debe seleccionar la casilla correspondiente.

Posteriormente se hace clic en botón “Determinar Presión Externa Admisible” (ver

Figura 3.3). Si la presión externa admisible es menor que la presión externa de diseño,

aparecerá un mensaje indicando que se incremente el espesor mínimo requerido por

presión externa.

2. Cabezales y secciones cónicas y toricónicas: Se deben ingresar los datos

correspondientes al tipo de sección o cabezal seleccionado. Haciendo clic en el botón

“Figura 1” se puede acceder a una imagen donde se muestran las medidas requeridas y

los distintos tipos de secciones cónicas y toricónicas. Para el cálculo de secciones

toricónicas se debe seleccionar el tipo de sección, de acuerdo con la imagen

correspondiente en la “Figura 1” del programa. Luego se hace clic en el botón

“Determinar Factores "Le/Dl" y "Dl/te"” y con los valores obtenidos se leen los

factores A y B de los gráficos o tablas en la Sección II, Parte D, Subparte 3 del Código

ASME y se introducen en los recuadros proporcionados. En caso de que el valor de A

se encuentre a la derecha del final de las curvas temperatura/material se debe

seleccionar la casilla correspondiente. Posteriormente se hace clic en el botón

“Determinar Presión Externa Admisible” (ver Figura 3.3). Si la presión externa

admisible es menor que la presión externa de diseño, aparecerá un mensaje indicando

que se incremente el espesor mínimo requerido por presión externa.

32

Figura 3.3 Ventana de cálculo de espesor de cabezales.

3.3.3.6 Cálculo de Anillos Rigidizadores.

En esta ventana se podrá determinar si la sección seleccionada para el anillo rigidizador posee

la inercia requerida. Para acceder a la pantalla de cálculo de anillos rigidizadores se debe hacer

clic en el menú Cálculos > Anillos Rigidizadores.

Antes de acceder a esta ventana de cálculo se deberá determinar el espesor mínimo requerido

por presión externa en la ventana de cálculo del espesor de la carcasa. Posteriormente se

deberán introducir los datos requeridos para luego hacer clic en el botón “Determinar el Factor

B” y con el valor obtenido se lee el factor A de los gráficos o tablas en la Sección II, Parte D,

Subparte 3 del Código ASME; y se introduce en el recuadro proporcionado. En caso de que el

valor de B se encuentre a la izquierda del final de las curvas temperatura/material se debe

seleccionar la casilla correspondiente. Posteriormente se hace clic en botón “Determinar el

33

Momento de Inercia Requerido” (ver Figura 3.4). Si el momento de inercia disponible es

menor que el momento de inercia requerido, aparecerá un mensaje indicando que se

incremente el momento de inercia de la sección del anillo.

Figura 3.4 Ventana de cálculo de anillos rigidizadores.

3.3.3.7 Cálculos Adicionales.

En esta ventana se podrán determinar los pesos del recipiente en condición de operación, vacío

y de prueba hidrostática; la capacidad del recipiente y la presión de prueba hidrostática. Para

acceder a la pantalla de cálculo se debe hacer clic en el menú Cálculos > Cálculos

Adicionales.

Para realizar los cálculos de los pesos y la capacidad del recipiente debe haberse seleccionado

el tipo de cabezal en la ventana de cálculo de espesores de cabezales. Se deberán introducir la

altura del fluido en el recipiente y la gravedad específica para realizar los cálculos de los

34

pesos. Para mostrar los resultados se deberá hacer clic en el botón “Resultados” (ver Figura

3.5) y el programa cargará automáticamente el valor del peso del recipiente en condición de

operación, en la ventana de cálculo de reacciones en las sillas.

Figura 3.5 Ventana de cálculos adicionales.

3.3.3.8 Cálculo de Reacciones en las Sillas.

En esta ventana se determinan las reacciones en las sillas del recipiente debido a cargas de

viento, sismo y peso. Para el cálculo de las reacciones en las sillas se requiere la altura de los

cabezales, para obtener este valor se debe seleccionar el tipo de cabezal y hacer clic en el

botón "Resultados" en la ventana de cálculo de espesores de los cabezales. En caso de que el

cabezal sea cónico o toricónico se deberá introducir la altura del cabezal en los datos

solicitados. Se accede haciendo clic en el menú Cálculos > Reacciones en las Sillas.

• Cargas por la acción del viento.

Se introducen los datos solicitados de acuerdo con la norma ASCE 7-95. La relación de

esbeltez, necesaria para determinar el factor de forma, es calculada automáticamente al

ingresar a la ventana.

• Cargas por acciones sísmicas.

Se deben introducir los datos de acuerdo con la norma PDVSA JA-221.

35

Además se deberán introducir los datos indicados en el recuadro “Datos Generales”. El peso

del recipiente en condición de operación puede ser calculado en la ventana de “Cálculos

Adicionales” o se puede introducir directamente el valor en la casilla correspondiente. Para

calcular las reacciones se deberá hacer clic en el botón “Resultados” (ver Figura 3.6) y el

programa cargará automáticamente el valor de la reacción sobre cada silla en la ventana de

cálculo de esfuerzos.

Figura 3.6 Ventana de cálculo de reacciones en las sillas.

3.3.3.9 Cálculo de Esfuerzos.

En esta ventana se determinan los esfuerzos generados en el recipiente horizontal, de acuerdo

con el método de L. P. Zick. Para el cálculo de los esfuerzos se requiere realizar el cálculo de

espesores de cabezales por presión interna y determinar las reacciones sobre las sillas del

36

recipiente. Para acceder a la pantalla de cálculo de esfuerzos se debe hacer clic en el menú

Cálculos > Esfuerzos.

Se deben introducir los datos indicados en las casillas correspondientes. Al entrar en la

ventana, el programa calcula automáticamente la relación “A/R” (distancia medida desde el

centro de la silla a la línea de tangencia, entre el radio del recipiente) necesaria para determinar

el factor k6. En caso de que el recipiente posea anillos rigidizadores se deberá seleccionar la

casilla correspondiente. Para calcular los esfuerzos se debe hacer clic en el botón “Resultados”

(ver Figura 3.7). En caso de que algún esfuerzo sea mayor al esfuerzo admisible, el programa

mostrará una advertencia.

Figura 3.7 Ventana de cálculo de esfuerzos

37

3.3.3.10 Cálculo de Boquillas y Refuerzos.

En esta ventana se calcula el espesor requerido por una boquilla, así como los requerimientos

de refuerzo y sus límites. Se accede haciendo clic en el menú Cálculos > Boquillas.

En primer lugar se deberá seleccionar la ubicación de la boquilla (carcasa o cabezal). En caso

de que la boquilla se encuentre en un cabezal se deberá calcular el espesor del cabezal por

presión interna en la ventana de cálculo de espesores de cabezales. Luego se procede a

introducir los datos solicitados en el formulario. Si se desea determinar los requerimientos de

refuerzo de la unión de la boquilla, se deberán introducir los valores requeridos en las casillas

correspondientes al cálculo de refuerzos. Para realizar los cálculos se hace clic en el botón

“Resultados” (ver Figura 3.8). Si el espesor nominal de la boquilla menos el 12,5% de

tolerancia de fabricación es menor que el espesor requerido, el programa mostrará una

advertencia para que se incremente el espesor nominal de la boquilla. Así mismo, el programa

indicará si se requiere refuerzo, o si el refuerzo seleccionado es adecuado o no, o si se

encuentra dentro de los límites permitidos.

Figura 3.8 Ventana de cálculo de espesores de boquillas y refuerzos

38

3.4 ESPECIFICACIÓN DEL MATERIAL DEL EQUIPO.

3.4.1 Servicio.

Entre los componentes de la mezcla que maneja el tambor F-4 se encuentra el sulfuro de

hidrógeno (H2S). Esta es una sustancia venenosa, clasificado como un gas ácido, y a altas

concentraciones es letal. Debido a su acidez, es altamente corrosivo para el acero al carbono, y

puede causar corrosión bajo tensión por la presencia de sulfuro y producir fallas prematuras y

costosas.

La concentración de H2S en la mezcla de hidrocarburos y agua contenida en el tambor F-4 es

de 27800 ppm aproximadamente. Los cálculos realizados para determinar este valor se

presentan en el Apéndice A.4.

3.4.2 Especificación del Material.

Debido a la disponibilidad del fabricante, el material seleccionado para la fabricación de la

carcasa y los cabezales fue el SA-516-70. Dado que el recipiente estará en contacto con

sulfuro de hidrógeno con una concentración superior a 50 ppm en peso, el material se

especificó completamente calmado (Fully Killed) y de acuerdo con los requisitos establecidos

en la especificación ASTM A-20 “General Requirements for Steel Plates for Pressure Vessels”

(“Requerimientos Generales para Planchas de Acero para Recipientes a Presión”) para la

fabricación de Aceros Calmados (Killed Steel). Así mismo, el nivel de dureza del material fue

especificado por debajo de Rockwell C–22.

La inspección radiográfica de las juntas soldadas del recipiente será total, por requerimiento

del Código ASME, Sección VIII, Div. 1, apartado UW-2, donde se especifica que este método

de inspección se empleará en aquellos recipientes que contengan substancias letales.

3.5 ESPECIFICACIÓN DE PINTURA.

Las especificaciones de pintura del tambor F-4 se establecieron de acuerdo con la norma

PDVSA O-201 “Selección y Especificaciones de Aplicación de Pinturas Industriales”, de la

cual se seleccionó el sistema 9 para el exterior del recipiente. Este sistema aplica para

recubrimientos externos de equipos y estructuras ubicados en ambientes marinos e industriales

39

a una temperatura comprendida entre 0 ºC y 93 ºC, con o sin aislamiento. La pintura es de

color aluminio, el cual es el color del tambor F-4 existente y el utilizado en los equipos de la

planta.

Para el interior del recipiente se seleccionó el sistema 13, el cual aplica para recubrimientos

interiores de tanques conteniendo combustibles derivados del petróleo.

En la Tabla 3.1 se muestran los detalles de los sistemas 9 y 13.

Tabla 3.1 Especificaciones de pintura.

Espesor Promedio Película Seca

(Mils)

Intervalo

de Tiempo

de Secado Sist.

Nº

Preparación

de la

Superficie

Rango de

Perfil de

Anclaje

Capa Inicial Capa Intermedia Capa de Acabado

Capa

Inicial

Capa

Int.

Capa

Acab. Total (HRS.)

9 NACE 1 1,5-2,0

Fondo

Inorgánico

Rico en Zinc

Epoxi Poliamida

Alto Espesor

Epoxi Esmalte

Poliamida o Poliuretano

Color Código

3 4 2 9 24 a 72

13 NACE 1 1,5-2,0

Epoxi Aducto

Amina

Alto Espesor

- Epoxi Aducto Amina

Alto Espesor 4 - 4 8 24 a 48

3.6 DISEÑO MECÁNICO DEL TAMBOR F-4.

3.6.1 Datos Suministrados.

El diseño mecánico del tambor F-4 se realizó a partir de los datos suministrados por la

disciplina Procesos, los cuales son:

• Longitud efectiva (distancia entre las boquillas “A” y “C”): 240”.

• Diámetro interno: 99,6”.

• Proyección interna de la boquilla de descarga de líquido liviano: 27”.

• Las líneas centrales de las boquillas de salida de líquido pesado y salida de vapor,

deben ser colineales.

• Como deflector en la entrada de mezcla, utilizar un codo de 90º.

40

• Las boquillas “B” y “D” deben tener rompe vórtices según estándar PDVSA-

MID/10603.2.308 / 10603.2.309 "Plancha típica rompe vórtices", "Rompe vórtices tipo

rejilla”.

• La boquilla “C” debe tener eliminador de neblina según PDVSA 10603.2.306 "Wire

Mesh Separators and Support".

Los diámetros y la disposición en el recipiente de las siguientes boquillas se mantuvieron igual

que en el recipiente F-4 existente.

• El diámetro de la boquilla “A” (entrada de mezcla): 12”.

• El diámetro de la boquilla “B” (salida de líquido pesado): 3”.

• El diámetro de la boquilla “D” (salida de líquido liviano): 6”.

• El diámetro de la boquilla “C” (salida de vapores): 6”.

• El diámetro de la boquilla “E” (entrada de mezcla proveniente del recipiente F-2):

1-1/2”.

Las boquillas para conexiones de instrumentos tienen un diámetro de 2” las cuales son:

• L1: conexión al indicador de presión.

• L2: conexión al indicador de temperatura.

• L3/L4: conexión al visor de nivel de interfase.

• L5/L6: conexión al visor de nivel de líquido.

El diámetro de la boca de visita es 24” por requisito de PDVSA.

Las elevaciones de las boquillas para instrumentos fueron determinadas por las disciplinas

Procesos e Instrumentación. Las elevaciones medidas desde el eje del recipiente son las

siguientes:

• L6: 41,375”.

• L1, L2, L4: -26,75”.

• L5: -27,375”.

41

La boquilla L3 está ubicada en el fondo del recipiente y su eje es perpendicular a la pared del

recipiente.

La tolerancia de corrosión del material del recipiente es 1/8”.

Las características de los pernos de anclaje suministradas por la disciplina Civil son las

siguientes:

• Diámetro: 1 1/2”.

• Material: AISI/SAE 1045.

3.6.2 Selección del Tipo de Cabezal.

Los cabezales seleccionados son del tipo elíptico 2:1. Debido a su forma, el espesor requerido

por presión interna es muy cercano al calculado para una carcasa cilíndrica bajo la misma

condición de carga, disminuyendo así las discontinuidades que son causa de zonas de

concentración de esfuerzos. Además, comparando los distintos tipos de cabezales para un

mismo espesor, el elíptico 2:1 soporta la segunda mayor presión, siendo superado por el

cabezal hemisférico.

3.6.3 Dimensionamiento del Recipiente.

3.6.3.1 Longitud Tangente-Tangente y Ubicación de Boquillas.

Para determinar la longitud tangente-tangente, manteniendo la longitud efectiva en 240”, se

fijaron las siguientes distancias con la finalidad de facilitar las labores de mantenimiento y

permitir la colocación de planchas de refuerzo para las boquillas. Estas distancias son:

• Desde el eje de la boquilla “A” hasta la línea de tangencia más cercana: 22”.

• Entre los ejes de las boquillas “B” y “D”: 15”.

• Entre los ejes de la boquilla “D” y la línea de tangencia más cercana: 15”.

Como los ejes de las boquillas “B” y “C” son colineales, y entre las boquillas “B” y “D” hay

una separación de 15”, y además entre la boquilla “D” y la línea de tangencia hay una

42

distancia de 15”, entonces, la separación entre la boquilla “C” y la línea de tangencia es de

30”. Por lo tanto la longitud tangente-tangente es: 292”.

La ubicación del resto de las boquillas a lo largo del recipiente se muestra en el plano del

Apéndice D.5 “Orientación y Elevación Tambor F-4”.

3.6.3.2 Espesores.

Para determinar el espesor del cuerpo y los cabezales del recipiente F-4 se siguieron los

lineamientos del Código ASME Sección VIII, Div. 1. En los cálculos del espesor requerido se

consideró sólo la presión interna, obteniendo un espesor comercial de ¾”, tanto para la carcasa

como para los cabezales elípticos 2:1.

3.6.3.3 Proyecciones de las Boquillas.

Las proyecciones externas de las boquillas medidas desde el eje del recipiente F-4 hasta la cara

de la brida, se establecieron de acuerdo al Estándar PDVSA 10603.2.002 “Nozzle

Arrangement Details” (“Detalles de arreglos de boquillas”). Estas distancias son las siguientes:

• Boquilla “A”: 61”.

• Boquillas “B”, “C”, “D”, “E”, “G”, “L1”, “L2”, “L3”, “L4”, “L5” y “L6”: 59”.

• La boca de visita tiene una proyección externa de 35,5” medida desde la línea de

tangencia hasta la cara de la brida.

Las boquillas “A” y “D” tienen proyecciones internas de 4” y 27” respectivamente, medidas

desde la pared interior de la carcasa.

3.6.3.4 Ubicación de las Sillas.

La ubicación de los soportes se determinó por el método de L. P. Zick para recipientes

horizontales soportados sobre dos sillas, mediante el cual se calculan los esfuerzos generados

por los soportes sobre el recipiente, fijando una distancia entre la línea de tangencia y la silla,

y el ángulo de apertura de la silla.

43

Para evitar interferencias con las boquillas “B” y “D” se fijó la distancia entre la línea de

tangencia y la silla en 54,5”, con una separación entre sillas de 183”. El ángulo de apertura de

las sillas se estableció en 120º.

3.6.4 Diseño de Sillas.

El diseño de las sillas se realizó siguiendo el procedimiento 3-11 expuesto en “Pressure Vessel

Design Manual: Ilustrated procedure for solving major pressure vessel design problems” de

Deniss Moss. Los cálculos realizados se presentan en el Apéndice A.1 y las dimensiones se

muestran en el plano “Orientación y Elevación Tambor F-4” en el Apéndice D.5.

3.7 UBICACIÓN E INSTALACIÓN DEL NUEVO TAMBOR F-4.

Una vez realizado el retiro del recipiente F-4 existente, se procedió a la instalación del nuevo

equipo. Por razones del espacio disponible en sitio el recipiente se instaló manteniendo

tangente el cabezal sur del tambor existente con el del nuevo. Además, se alineó el eje del

recipiente nuevo con la tubería de succión de la bomba J-13. Así mismo, para mantener la

altura hidráulica de la descarga de agua, se conservó la elevación del fondo del recipiente

existente en el nuevo.

3.8 ESPECIFICACIONES DE VÁLVULAS TUBERÍAS Y ACCESORIOS.

Las especificaciones de materiales de tuberías, accesorios y válvulas se establecieron de

acuerdo con la especificación “Materiales de Tuberías Nº PDVSA H-221”, de la cual se

seleccionó la AA2A. Esta elección está fundamentada en el tipo de servicio y en que la

temperatura y presión de diseño están dentro del límite de la Clase 150, de acuerdo a la norma

ANSI B16.5. Esta especificación aplica para servicio con agua ácida, condensado destilado,

condensado de tope de fraccionador, reflujo (condensado), destilado de tope y agua de lavado.

En las Tablas 3.2 y 3.3 se muestran los detalles.

44

Tabla 3.2 Especificación de línea AA2A, clase 150 RF, acero al carbono. Límites de Presión y Temperatura 11 kg/cm2 a 288 ºC

Corrosión Permitida 0,125”

Tuberías (ver notas 2 y 7)

1/2” a 2” Sch. 80, extremo plano A106 Gr. B, sin costura.

3” a 10” Sch. 40, extremo biselado A53 Gr. B, sin costura.

12” a 24” Estándar, extremo biselado A53 Gr. B, sin costura.

Niples

1/2” a 2” Sch. 80, A106 Gr. B, sin costura.

Bridas, Clase 150 RF, A105 (ver notas 1 y 7)

½” a 2” Enchufe soldado (maquinado internamente para

igualar el diámetro interno del tubo).

3” a 8” Cuello soldado (maquinado internamente para igualar

el diámetro interno del tubo).

10” a 24” De deslizamiento

Bridas de Orificio, Clase 150 RF, A105 (ver nota 7)

1-1/2” a 12 Cuello soldado, (maquinado internamente para

igualar el diámetro interno del tubo).

14” a 24” Ver nota 4

Accesorios (ver nota 7)

½” a 2” Enchufe soldado 3000#, A105

3” a 24”

Sin costura o soldadura a tope, maquinado

internamente para igualar el diámetro interno del

tubo), A234 Gr. WPB.

Empacaduras

Asbesto comprimido, espesor 1/8”, Durabla o equivalente.

Pernos

Espárragos de acero de aleación A193 Gr. B7; c/u con dos tuercas hexagonales pesadas A194

Gr. 2H.

Juntas

Sin mantenimiento Con mantenimiento

1/2” a 2”: enchufe soldado.

3” y mayores: soldadura a tope. 1/2” y mayores: brida.

Conexiones (ver nota 9)

Ramales Ver Tabla A en la norma PDVSA H-221

Venteo y drenaje

3/4” a 1-1/2”, 3000# conexión de enchufe soldado con

válvula de compuerta 3/4” a 1-1/2”, enchufe soldado

hembra x terminal roscado hembra, Vogt ST-2801.

Instrumento (presión)

3/4” 3000# conexión de enchufe soldado con válvula

de compuerta 3/4” de enchufe soldado x válvula de

compuerta de rosca hembra, Vogt ST-2801

Instrumento (flujo)

1/2”, conexión con rosca normal de tubo (NPT) con

válvula de compuerta 1/2” enchufe soldado hembra x

terminal roscado hembras, Vogt 12111.

Instrumento (temperatura) 1”, rosca normal de tubo (NPT).

45

Tabla 3.3 Especificación de línea AA2A, clase 150 RF, acero al carbono (continuación). Válvulas Tamaño pequeño (ver notas 7 y 8)

Clase 800, extremos de enchufe soldados, A105, Guarnición de Cr. 13, Asientos Duros.

½” a 2” Compuerta (cuña sólida) Vogt SW 12111

½” a 2” Globo (disco suelto) Vogt SW 12141

½” a 2” Retención (bola) Edwards 832Y

Clase 300, extremos de enchufe y soldadura, A216 WCB, Guarnición NACE.

½” a 2” (ver nota 3) Tapón, (lub #555), Rockwell 2024

Válvulas Tamaño grande (ver nota 7)

Clase 150 RF Bridadas, A216 Gr. WCB, Guarnición Cr. 13,

asientos duros en compuerta y globo.

3” a 12” Compuerta (cuña sólida) Powell 3030N

14” 24” Compuerta operada con volante/engranaje (cuña

sólida) Powell 3003.

3” a 12” Globo (disco suelto) Crane 143XU.

3” a 24”

Retención (pastilla) (asiento de metal) misión Duo –

Check II 15SPF.

3” a 4” (ver nota 3)

Tapón (lubricado) (# 555) operado con palanca,

guarnición NACE, modelo corto, Rockwel Dynamic

Balance 1945.

6” a 12” (ver nota 3)

Tapón (lubricado) (# 921) operado con engranaje,

guarnición NACE, modelo corto, Rockwell Dynamic

Balance 1949.

3” a 8” (ver nota 6)

Mariposa (de pastilla) Alto rendimiento (Hi–Perf).

Asiento TFE, disco 316, eje a prueba de fuego 17–4

PH, palanca posicionadora. Posi Seal Phoenix III.

10” a 24” (ver nota 6)

Mariposa (de orejas) Alto rendimiento (Hi–Perf).

Asiento TFE, disco 316, eje a prueba de fuego 17–4

PH, operada con engranaje. Posi Seal Phoenix III.

Notas:

1. Se podrán usar bridas de desplazamiento en lugar de cuello soldado cuando se requiera por

motivos de espacio. La temperatura máxima para las bridas de desplazamiento es de 204ºC.

Cuando la temperatura exceda de 204ºC se usarán bridas de cuello soldado en lugar de

deslizamiento.

2. Las tuberías que tienen que ser enterradas se deberán revestir y cubrir siguiendo las

indicaciones dadas en la Especificación de Ingeniería PDVSA–0–201.

3. Las válvulas de tapón se usarán en servicios donde la operación rápida sea una ventaja. La

temperatura máxima para las válvulas de tapón Rockwell es 260ºC con lubricante # 555. La

temperatura máxima para las válvulas de tapón Rockwell 2024 es 177ºC.

46

4. Use bridas de deslizamiento Clase 150 RF, A150 con extremos soldados para bridas

deslizante en la tubería. Cuando la temperatura exceda 204ºC, se deberá usar bridas de cuello

soldado en lugar de deslizamiento.

5. Use bridas de cuello soldado Clase 150 RF, A105 en tomas en tubos.

6. Las válvulas de mariposa de alto rendimiento se usarán como un bloque primario y las

válvulas de estrangulamiento siempre que sea posible, especialmente cuando se trate de

medidas por encima de 12”. La temperatura máxima para válvulas de mariposa es 232ºC. Las

válvulas principales de aislamiento serán válvulas de compuerta.

7. Todas las válvulas de hierro fundido, accesorios de acero forjado A105 y tuberías, tendrán

una dureza máxima de 200 BHN.

8. Cuando se requiera el uso de válvulas de bloque de 1” a 2” para conexiones de equipos o

recipientes, éstas deben ser válvulas de tapón Walworth.

9. Todas las tomas de instrumentos de presión, flujo, drenajes y venteos deberán ser soldados

o sellados con soldadura hasta la rosca de entrada de la primera válvula de bloque.

3.9 DISEÑO DE LAS LÍNEAS DE TUBERÍAS ASOCIADAS AL TAMBOR F-4.

3.9.1 Líneas Existentes.

Como parte de las obras previas al retiro del tambor F-4 y la instalación de las nuevas líneas

de tuberías asociadas al recipiente, el proyecto contempló el desmantelamiento de las líneas

siguientes:

• 8”-P-01-506-BA1: línea de descarga de los condensadores C12A/B/C/D (entrada de

mezcla al tambor F-4).

• 3”-P-01-P-BA1: línea de entrada de mezcla al F-4, proveniente del tambor F-2.

• 6”-P-01-144-BA1: línea de descarga de vapores del recipiente F-4 al absorbedor

primario E-3.

• 3”-P-01-136-BA1: línea de descarga de aguas agrias al recipiente F-20.

• 2”-OD-01-012-BA1: derivación de la línea de descarga de aguas agrias del recipiente

F-20.

• 6”-P-01-139-BA1: línea de descarga de hidrocarburos desde el tambor F-4 a las

bombas J-13 y J-52B.

47

• 2”-AW-01-138-AA2: línea de descarga de la válvula LV-030.

3.9.2 Líneas Nuevas.

Las tuberías existentes fueron reemplazadas desde la brida de conexión con el recipiente hasta

los tie-ins indicados en los isométricos y en los planos “Planta de Tubería” y “Cortes y

Elevaciones de Tuberías” del Apéndice D.4.

Las nuevas líneas a instalar son las indicadas a continuación:

• 8”-P-01-001-AA2A: línea de descarga de los condensadores C12A/B/C/D (entrada de

mezcla al tambor F-4).

• 1-1/2”-P-01-002-AA2A: línea de entrada de mezcla al F-4, proveniente del tambor F-2.

• 6”-SG-01-001-AA2A: línea de descarga de vapores del recipiente F-4 al absorbedor

primario E-3.

• 3”-AW-01-001-AA2A: línea de descarga de aguas agrias del F-4 al recipiente F-27.

• 2”-OD-01-012-AA2A: derivación de la línea de descarga de aguas agrias del recipiente

F-4.

• 6”-HC-01-001-AA2A: línea de descarga de hidrocarburos desde el tambor F-4 a las

bombas J-13 y J-52B.

• 2”-AW-01-002-AA2A: línea de descarga de la válvula LV-030.

3.9.3 Análisis de Flexibilidad

Para el diseño de las líneas de tuberías asociadas al recipiente F-4 se realizó un análisis de

flexibilidad a los arreglos propuestos, los cuales se presentan sin soportes a excepción de

aquellos existentes en las líneas que no fueron reemplazadas. A partir de los resultados de este

análisis se realizaron los cambios necesarios, obteniendo de esta forma los arreglos de tuberías

definitivos.

Los tópicos estudiados en los sistemas analizados son los siguientes:

• Análisis de flexibilidad para garantizar que el sistema cumpla con los lineamientos de

la norma ASME B31.3.

48

• Verificación de las boquillas de succión de las bombas J-13 y J-52B, de acuerdo con la

norma API-610.

• Verificación de las boquillas del recipiente F-4 conectadas a los sistema de tuberías, de

acuerdo al Boletín WRC-107.

El análisis de flexibilidad se realizó mediante el programa CAESAR II versión 4.40 producido

por COADE Engineering Software, el cual, siguiendo los lineamientos de la norma ASME

B31.3, permite un rápido estudio de las cargas sobre el modelo que simula el sistema de

tuberías. El software mencionado posee adicionalmente herramientas que permiten realizar

análisis sobre las boquillas de recipientes a presión y de bombas, basadas en el Boletín WRC

107 y en la norma API 610 respectivamente.


RREESSUULLTTAADDOOSS YY DDIISSCCUUSSIIÓÓNN

4.1 DISEÑO MECÁNICO DEL TAMBOR F-4.

A continuación se presentan los resultados obtenidos de los cálculos de espesores de carcasa,

cabezales y boquillas; esfuerzos y refuerzos, mediante el programa de computación HOREC.

Los reportes generados por HOREC con los datos introducidos al programa y los resultados de

todos los cálculos realizados se presentan en el Apéndice E.2.

Los espesores nominales seleccionados para la carcasa y los cabezales elípticos 2:1, son los

valores comerciales más cercanos, por exceso, a los espesores de diseño, como se puede

observar en la Tabla 4.1 y 4.2. Por lo tanto se cumplen las exigencias del Código ASME,

Sección VIII, División 1.

Tabla 4.1 Espesores de carcasa calculados por HOREC.

Descripción Valor (pulg)

Espesor mínimo requerido 0,50479

Espesor de diseño 0,62979

Espesor nominal 0,75000

Tabla 4.2 Espesores de cabezales elípticos 2:1 calculados por HOREC. Descripción Valor (pulg)

Espesor mínimo requerido 0,50225

Espesor de diseño 0,62725

Espesor nominal 0,75000

En la Tabla 4.3 se observa que la reacción vertical, sobre cada una de las sillas del recipiente

F-4, producida por sismo es superior a la producida por la acción del viento. Por lo tanto la

carga máxima considerada es la combinación de los efectos del sismo y del propio peso del

tambor F-4.

50

Tabla 4.3 Reacciones verticales sobre las sillas del tambor F-4.

Carga Valor (lb.)

Peso 36751,2

Viento 1257,8

Sismo 23407,1

Máxima 60158,3

En las Tablas 4.4, 4.5 y 4.6 se puede apreciar que con las dimensiones dadas al recipiente, este

es capaz de resistir los esfuerzos generados por la carga de peso y sismo, dado que todos los

esfuerzos se encuentran por debajo de su valor admisible.

Tabla 4.4 Esfuerzos longitudinales en el tambor F-4.

Ubicación Esfuerzo (psi) Esfuerzo Admisible (psi)

Tensión en las sillas + Esfuerzo por presión interna 9390,3 20000

Tensión en el centro + Esfuerzo por presión interna 8199,1 20000

Esfuerzo por presión interna - Compresión en las sillas 7271,1 15000

Esfuerzo por presión interna - Compresión en el centro 7856,8 15000

Tabla 4.5 Esfuerzo tangencial de corte en el tambor F-4.


Esfuerzo en la carcasa 577,5 16000

Tabla 4.6 Esfuerzos circunferenciales en el tambor F-4.


Esfuerzo en el cuerno de la silla -7913,0 30000

Esfuerzo en el fondo de la carcasa -1450,4 19000

En la Tabla 4.7 se muestran los espesores nominales seleccionados para cada una de las

boquillas del recipiente, los cuales al sustraerles el 12,5% de la tolerancia de fabricación,

superan los respectivos espesores de diseño y requeridos por el Código ASME, Sección VIII,

División 1.

Tabla 4.7 Espesores de boquillas.

Espesor (pulg) Boquilla Nominal Nominal - 12,5% Mínimo Requerido Diseño

Boquilla A (12") 0,688 0,602 0,328 0,453

Boquilla B (3") 0,438 0,383 0,189 0,314

Boquillas C, D (6") 0,432 0,378 0,245 0,370

Boquilla E (1 1/2") 0,400 0,350 0,127 0,252

Boquillas L1, L2, L3, L4, L5, L6 (2") 0,344 0,301 0,135 0,260

Boca de Visita (24") 0,562 0,492 0,328 0,453

51

En la Tabla 4.8 se presentan los diámetros y espesores seleccionados para los refuerzos de

cada una de las boquillas, los cuales se encuentran dentro de los límites permitidos. Así

mismo, se muestra como las áreas de refuerzo disponibles son superiores a los valores

requeridos, por lo tanto las boquillas se encuentran adecuadamente reforzadas de acuerdo con

los lineamientos del Código ASME, Sección VIII, División 1. Las boquillas de instrumentos

no requieren de refuerzo por tener un diámetro nominal de 2”.

Tabla 4.8 Dimensiones de los refuerzos de las boquillas. Refuerzo (pulg) Área de Refuerzo (pulg2)

Boquilla Diámetro Diámetro máx. Espesor Espesor máx. Requerida Disponible

Boquilla A (12") 17 23,25 0,75 1,5625 5,87 6,22

Boquilla B (3") 4,5 5,75 0,75 1,3956 1,45 1,55

Boquillas C, D (6") 10 12,02 0,75 1,3825 3,03 3,60

Boca de Visita (24") 36 46,252 0,75 1,5625 11,62 12,34

4.2 ANÁLISIS DE FLEXIBILIDAD.

Los reportes generados por el CAESAR con los datos introducidos al programa y los

resultados de todos los cálculos realizados se presentan en el Apéndice E.1. A continuación se

presentan cada uno de los sistemas analizados en su condición original y modificada.

4.2.1 Sistema Asociado a la Línea 8”-P-01-001-AA2A.

Este sistema comprende la línea de descarga de los condensadores C-12A/B/C/D, es decir, la

alimentación de mezcla al tambor F-4. Los límites de este sistema son:

• La boquilla “A” del recipiente F-4 (ver nodo 10 en la Figura 4.1).

• Las boquillas de descarga de mezcla de los condensadores C-12B/C (ver nodos 180 y

230 en la Figura 4.1).

• La conexión de la línea de recirculación de los condensadores C-12 con la tubería de

entrada de mezcla del compresor J-12 a los condensadores C-12A/D (ver nodo 310 en

la Figura 4.1).

52

Al analizar el sistema se obtuvieron los siguientes resultados:

En la Figura 4.1 se puede observar que el sistema no falla por cargas sostenidas, ya que los

esfuerzos longitudinales están por debajo del 30% del valor admisible, el cual, de acuerdo con

la norma ASME B31.3 es 20000 psi en todo el sistema. El máximo esfuerzo generado por

cargas sostenidas se obtiene en el nodo 40, con un valor de 5912 psi, el cual representa un

30% del valor admisible.

Figura 4.1 Distribución de esfuerzos en el sistema asociado a la línea 8”-P-01-001-AA2A, por cargas sostenidas.

Por expansión térmica (Figura 4.2) se tiene el mismo comportamiento, es decir, los esfuerzos

están por debajo del 30% de los valores admisibles. El máximo esfuerzo se produce en el nodo

100 del tramo 100-260, con un valor de 13796 psi, el cual representa el 30% del valor

admisible (46168 psi) en este nodo. Es decir, que el sistema posee la flexibilidad necesaria

para expandirse sin generar grandes esfuerzos.

Los desplazamientos de la boquilla “A”, producto de la expansión térmica del recipiente,

contribuyen a disminuir los esfuerzos en la línea de tubería, dado que la longitud del tramo de

53

tubería comprendido entre los nodos 50 y 90 es mayor a la del tramo 120-130, la expansión

térmica que experimenta el primer tramo es mayor a la del segundo (ver Figura 4.3). Por lo

tanto, como el desplazamiento térmico de la boquilla del recipiente en el eje Z es en el sentido

contrario a la dirección de expansión de la tubería 50-90, se reduce el desplazamiento relativo

del nodo 90 respecto al nodo 110, disminuyendo de esta forma los esfuerzos de flexión que se

generan. Así mismo, el desplazamiento en dirección +Y de la boquilla “A” contribuye a

disminuir la flexión en el tramo 90-50, ya que la línea 110-90 se expande en la misma

dirección (ver Figura 4.3).

Figura 4.2 Distribución de esfuerzos en el sistema asociado a la línea 8”-P-01-001-AA2A, por cargas de

expansión térmica.

Las intensidades de esfuerzo sobre cada uno de los puntos de la boquilla “A” del recipiente F-

4, calculadas mediante el Boletín WRC 107 (Tabla 4.9, 4.10), se encuentran por debajo de las

intensidades de esfuerzo admisible del recipiente a la temperatura de diseño, de acuerdo con el

Código ASME Sección VIII, División 2. Por lo tanto, bajo estas condiciones de carga la

boquilla no falla.

54

Figura 4.3 Desplazamientos del sistema asociado a la línea 8”-P-01-001-AA2A, por expansión térmica.

Tabla 4.9 Intensidad de esfuerzos en la unión de la boquilla "A" con la carcasa del tambor F-4, de acuerdo con el Boletín WRC 107.

Esfuerzos (psi) Tipo de Intensidad de

Esfuerzo Au Al Bu Bl Cu Cl Du Dl

Intensidad de Esfuerzo Admisible

(psi)

Pm 6673 6673 6673 6673 6673 6673 6673 6673 23300 Pm+Pl 8390 8390 7930 7930 7877 7877 8001 8001 34950

Pm+Pl+Q 13251 5977 11957 5173 12940 2828 15180 991 69900

Tabla 4.10 Intensidad de esfuerzos en el borde del refuerzo de la boquilla "A" del tambor F-4, de acuerdo con el Boletín WRC 107.




(psi)

Pm 13346 13346 13346 13346 13346 13346 13346 13346 23300 Pm+Pl 18953 18953 17525 17525 16380 16380 16876 16876 34950

Pm+Pl+Q 27784 16084 24994 14768 28693 4272 34235 3111 69900

55

4.2.2 Sistema Asociado a las Líneas 6”-HC-01-001-AA2A y 3”-AW-01-001-AA2A.

Este corresponde a la línea de descarga de hidrocarburos desde el tambor F-4 a las bombas J-

13 y J-52A/B, y de estas a la torre E-51; y la línea de descarga de aguas agrias del tambor F-4

hacia el tambor F-27. Los límites de este sistema son los siguientes:

• La boquilla “D” del recipiente F-4 (ver nodo 10 en la Figura 4.4).

• La boquilla de succión de la bomba J-13 (ver nodo 110 en la Figura 4.4).

• La boquilla de succión de la bomba J-52B (ver nodo 240 en la Figura 4.4).

• Línea de succión de la bomba J-52A (ver nodo 200 en la Figura 4.4).

• La boquilla “B” del recipiente F-4 (ver nodo 350 en la Figura 4.4).

• La conexión de la línea de descarga de aguas agrias del tambor F-4 con la línea de

entrada principal del recipiente F-27 (ver nodo 610 en la Figura 4.4).

a) Caso 1: Sistema original.

El sistema fue analizado considerando que todas las líneas se encuentran a la temperatura de

diseño (160 ºF). Los resultados obtenidos son los siguientes:

En la Figura 4.4 se observa que el sistema falla por cargas sostenidas en los codos señalados

en los nodos 370 y 570; así como en el tramo comprendido entre los nodos 570-610. Los altos

valores de esfuerzo en estos tramos son producto de los desplazamientos del sistema debido a

su propio peso y a la falta de soportes que restrinjan los movimientos por estas cargas. De esta

forma se puede apreciar en la Figura 4.5 el desplazamiento en dirección –Y del nodo 520

debido a la falta de soporte del tramo 370-520, lo cual genera elevados momentos flectores y

torsores en el codo 370, así como altos valores de momento flector en el tramo de tubería

comprendido entre los nodos 370 y 380. Así mismo, el desplazamiento en dirección –Y del

nodo 530, perteneciente al tramo 530-570, genera un momento flector elevado en el tramo

570-610.

56

Figura 4.4 Distribución de esfuerzos en el sistema asociado a las líneas 6”-HC-01-001-AA2A y 3”-AW-01-001-

AA2A, por cargas sostenidas (Caso 1).

Figura 4.5 Desplazamientos del sistema asociado a las líneas 6”-HC-01-001-AA2A y 3”-AW-01-001-AA2A, por

cargas sostenidas (Caso 1).

57

Por expansión térmica (Figura 4.6) el sistema no falla, alcanzándose el máximo esfuerzo en el

nodo 70, con un valor de 9988 psi, el cual representa el 23% del esfuerzo admisible en dicho

punto, con un valor de 43150 psi.


AA2A, por expansión térmica (Caso 1). En la Figura 4.7 se puede observar como la línea 3”-AW-01-001-AA2A se expande

libremente, teniendo como únicas restricciones los anclajes en los nodos 350 y 610. El

desplazamiento de la boquilla “B” (nodo 350) en dirección +Z sumada a la expansión en la

misma dirección del tramo 370-520, interfiere con el desplazamiento del tramo 530-570 en la

dirección contraria. Sin embargo, estos desplazamientos producen la rotación en dirección -Y

del tramo 520-530, lo cual facilita la expansión del sistema.

Por el contrario la línea 6”-HC-01-001-AA2A esta restringida por cuatro anclajes que otorgan

poca libertad de movimiento a la tubería, a lo cual se suma el desplazamiento de la boquilla

“D” (nodo 10) en dirección +Z (ver Figura 4.7), limitando la expansión del tramo 50-110 en

dirección –Z. Además, el desplazamiento de las boquillas “B” y “D” en dirección –Y, el cual

58

sumado al producido por el peso de la tubería, generan esfuerzos de flexión en el sistema de

tuberías y sobre las boquillas de las bombas.


expansión térmica (Caso 1).

En las Tablas 4.11 y 4.12, se presentan las reacciones, en condición de operación, sobre las

boquillas de succión de las bombas J-13 y J-52B respectivamente. Los valores admisibles han

sido adaptados del sistema de coordenadas de la norma API 610, al sistema de coordenadas

del CAESAR, para facilitar el análisis. Se puede apreciar que ambas boquillas fallan, puesto

que los valores admisibles son superados tanto para las cargas, como para el esfuerzo

principal. Para ambas bombas la fuerza en dirección X, así como el momento en dirección Y,

sobre las boquillas, tienen valores elevados. Esto se debe a la restricción para expandirse que

imponen los anclajes de las bombas al tramo 70-140 (ver Figura 4.7).

Además, los altos valores de la fuerza en dirección Y y el momento en dirección X sobre la

boquilla de succión de la bomba J-13, son ocasionados en gran parte por el desplazamiento en

dirección –Y del tramo 50-110, producto de la falta de soportes que contengan el peso de la

tubería, así como de la expansión térmica en dirección –Y de la boquilla “D” del tambor F-4.

59

Tabla 4.11 Esfuerzo principal y reacciones sobre la boquilla de succión de la bomba J-13, indicadas en el sistema de coordenadas del CAESAR (Caso 1).

Descripción Magnitudes Valor Admisible

Fx (lb.) 1345 640 Fy (lb.) -844 520

Fz (lb.) 2417 800 Mx (pie.lb) -2317 1960

My (pie.lb) -2270 1480 Mz (pie.lb) 42 1000

Esfuerzo Principal (psi) 11354 5950

Tabla 4.12 Esfuerzo principal y reacciones sobre la boquilla de succión de la bomba J-52B, indicadas en el

sistema de coordenadas del CAESAR (Caso 1). Descripción Magnitudes Valor Admisible

Fx (lb.) -921 640 Fy (lb.) 55 520

Fz (lb.) -629 800 Mx (pie.lb) -73 1960 My (pie.lb) 1880 1480

Mz (pie.lb) -341 1000

Esfuerzo Principal (psi) 7325,5 5950

b) Caso 2: Sistema modificado.

Dados los resultados obtenidos del análisis del sistema original, se propuso la introducción de

cuatro soportes simples, ubicados en los nodos 65, 750, 370 y 520 (ver Figura 4.8), así como,

la creación de un lazo de expansión en el tramo de tubería 70-140 que permita la expansión

térmica de la tubería, aliviando de esta forma las cargas sobre las boquillas de succión de las

bombas. La ubicación de los soportes fue determinada mediante la observación de los

desplazamientos en el sistema original y de las cargas que ocasionaban las fallas. Los

resultados del análisis de flexibilidad del sistema modificado son los siguientes:

En la Figura 4.8 se aprecia que el sistema no falla por cargas sostenidas, ya que los esfuerzos

se encuentran por debajo del valor admisible (20000 psi). El punto donde se alcanza el mayor

esfuerzo es el nodo 470, con un valor de 6469, el cual representa el 32% del esfuerzo

admisible.

60


AA2A, por cargas sostenidas (Caso 2).

En la Figura 4.9 se observa como los soportes ubicados en los nodos 370 y 520 impiden el

desplazamiento de la línea en dirección –Y, disminuyendo de esta forma el desplazamiento del

tramo 530-570 en esta dirección y por ende el esfuerzo de flexión sobre el tramo 570-610.


cargas sostenidas (Caso 2).

61

Por expansión térmica (Figura 4.10) el sistema no falla, alcanzándose el máximo esfuerzo en

el nodo 70, con un valor de 16283 psi, el cual representa el 34% del esfuerzo admisible en

dicho punto (47657 psi). Cabe destacar que el soporte ubicado en el nodo 65 genera un

incremento de los esfuerzos por expansión térmica en el tramo 65-80, como se puede apreciar

al comparar la Figura 4.10 y la Figura 4.6. Este aumento de los valores de esfuerzo se debe a

que el soporte limita la expansión del tramo 10-50, al mismo tiempo que aumenta la flexión en

el tramo 65-80 (ver Figura 4.11). Sin embargo, al limitar esta expansión también disminuyen

las cargas sobre las boquillas de succión de las bombas, en especial de la bomba J-13, la cual

absorbe directamente los esfuerzos de flexión producto de la expansión del tramo 10-50.

Figura 4.10 Distribución de esfuerzos en el sistema asociado a las líneas 6”-HC-01-001-AA2A y 3”-AW-01-

001-AA2A, por expansión térmica (Caso 2).

62

Figura 4.11 Desplazamientos del sistema asociado a las líneas 6”-HC-01-001-AA2A y 3”-AW-01-001-AA2A,

por expansión térmica (Caso 2).

En las Tablas 4.13 y 4.14 se presentan las reacciones sobre las boquillas de succión de las

bombas J-13 y J-52B, en condición de operación. Se puede apreciar que las cargas y los

momentos han disminuido en comparación con los valores obtenidos en el Caso 1. Aun

cuando en la bomba J-13 (Tabla 4.13) la fuerza en Y y en Z superan los valores admisibles, se

cumple con la norma API 610 porque el esfuerzo principal no excede el esfuerzo admisible.

Por otra parte, en la bomba J-52B (Tabla 4.14) todos los valores de carga, así como el esfuerzo

principal se encuentran por debajo de sus respectivos valores admisibles, por lo tanto se

cumple con la norma API 610.

Tabla 4.13 Esfuerzo principal y reacciones sobre la boquilla de succión de la bomba J-13, indicadas en el sistema

de coordenadas del CAESAR (Caso 2). Descripción Magnitudes Valor Admisible

Fx (lb.) 460 640

Fy (lb.) 915 520 Fz (lb.) 2945 800 Mx (pie.lb) 794 1960

My (pie.lb) -710 1480 Mz (pie.lb) 184 1000


63

Tabla 4.14 Esfuerzo principal y reacciones sobre la boquilla de succión de la bomba J-52B, indicadas en el sistema de coordenadas del CAESAR (Caso 2).

Descripción Magnitudes Valor Admisible

Fx (lb.) -177 640 Fy (lb.) 59 520

Fz (lb.) -104 800 Mx (pie.lb) 111 1960

My (pie.lb) 318 1480 Mz (pie.lb) -66 1000


Las intensidades de esfuerzo sobre cada uno de los puntos de las boquillas “B” y “D” del

recipiente F-4, calculadas mediante el Boletín WRC 107 (Tabla 4.15, 4.16, 4.17, 4.18), se

encuentran por debajo de las intensidades de esfuerzo admisibles del recipiente a la

temperatura de diseño, de acuerdo con el Código ASME Sección VIII, División 2. Por lo

tanto, bajo estas condiciones de carga las boquillas no fallan.

Tabla 4.15 Intensidad de esfuerzos en la unión de la boquilla "D" con la carcasa del tambor F-4, de acuerdo con

el Boletín WRC 107. Esfuerzos (psi) Tipo de

Intensidad de Esfuerzo Au Al Bu Bl Cu Cl Du Dl


(psi)

Pm 6673 6673 6673 6673 6673 6673 6673 6673 23300 Pm+Pl 7086 7086 7090 7090 7081 7081 7081 7081 34950

Pm+Pl+Q 17427 9309 6165 10757 9754 4592 10608 3777 69900

Tabla 4.16 Intensidad de esfuerzos en el borde del refuerzo de la boquilla "D" del tambor F-4, de acuerdo con el

Boletín WRC 107. Esfuerzos (psi) Tipo de



(psi)

Pm 13346 13346 13346 13346 13346 13346 13346 13346 23300

Pm+Pl 14842 14842 14868 14868 14628 14628 14630 14630 34950

Pm+Pl+Q 38032 19826 6932 17690 21381 8363 23497 6475 69900

Tabla 4.17 Intensidad de esfuerzos en la unión de la boquilla "B" con la carcasa del tambor F-4, de acuerdo con




(psi)

Pm 6673 6673 6673 6673 6673 6673 6673 6673 23300 Pm+Pl 6775 6775 6771 6771 6776 6776 6776 6776 34950

Pm+Pl+Q 6634 6814 8016 5592 7159 6371 7765 5773 69900

64

Tabla 4.18 Intensidad de esfuerzos en el borde del refuerzo de la boquilla "B" del tambor F-4, de acuerdo con el Boletín WRC 107.




(psi)

Pm 13346 13346 13346 13346 13346 13346 13346 13346 23300 Pm+Pl 13751 13751 13713 13713 13749 13749 13749 13749 34950

Pm+Pl+Q 13244 13570 17564 10402 14937 12445 16807 10655 69900

4.2.3 Sistema Asociado a la Línea 6”-SG-01-001-AA2A

Este sistema corresponde a la línea de descarga de vapores del recipiente F-4 al absorbedor

primario E-3. Los límites de este sistema son los siguientes:

• La boquilla “C” del recipiente F-4 (ver nodo 10 en la Figura 4.12).

• La boquilla de entrada de vapores del absorbedor primario E-3, provenientes del

recipiente F-4 (ver nodo 170 en la Figura 4.12).

• Conexión de la línea asociada a la válvula de alivio PRV 422 con línea asociada a la

Torre E-4 (ver nodo 260 en la Figura 4.12).

Al analizar el sistema propuesto se obtuvieron los siguientes resultados:

En la Figura 4.12 se puede observar que el sistema no falla por cargas sostenidas, ya que los

esfuerzos longitudinales están por debajo del valor admisible, el cual, de acuerdo con la norma

ASME B31.3 es 20000 psi. El máximo esfuerzo generado por cargas sostenidas se obtiene en

el nodo 60, con un valor de 12641 psi, el cual representa el 63% del valor admisible.

65

Figura 4.12 Distribución de esfuerzos en el sistema asociado a la línea 6”-SG-01-001-AA2A, por cargas

sostenidas.

Por expansión térmica (Figura 4.13) se tiene el mismo comportamiento, es decir, los esfuerzos

están por debajo de los valores admisibles. El máximo esfuerzo, al igual que por cargas

sostenidas, se obtiene en el nodo 60, con un valor de 2016 psi, el cual representa el 6% del

esfuerzo admisible, teniendo este un valor de 37359 psi. Por lo tanto el sistema no falla por


En la Figura 4.14 se observa que el sistema tiene la capacidad de expandirse sin generar

grandes esfuerzos, es decir, que posee una alta flexibilidad, por lo cual los desplazamientos

térmicos de la boquilla “C” del tambor F-4 (nodo 10) no influyen significativamente sobre el

sistema.

66

Figura 4.13 Distribución de esfuerzos en el sistema asociado a la línea 6”-SG-01-001-AA2A, por cargas de


Figura 4.14 Desplazamientos del sistema asociado a la línea 6”-SG-01-001-AA2A, por expansión térmica.

67

Las intensidades de esfuerzo sobre cada uno de los puntos de la boquilla “C” del recipiente F-

4, calculadas mediante el Boletín WRC 107 (Tabla 4.19 y 4.20), se encuentran por debajo de

las intensidades de esfuerzo admisibles del recipiente a la temperatura de diseño, de acuerdo

con el código ASME Sección VIII, División 2. Por lo tanto, bajo estas condiciones de carga la

boquilla no falla.

Tabla 4.19 Intensidad de esfuerzos en la unión de la boquilla "C" con la carcasa del tambor F-4, de acuerdo con el Boletín WRC 107. Esfuerzos (psi) Tipo de



(psi)

Pm 6673 6673 6673 6673 6673 6673 6673 6673 23300

Pm+Pl 7018 7018 7118 7118 7058 7058 7064 7064 34950

Pm+Pl+Q 8468 5550 9321 4931 9860 4283 8913 5187 69900

Tabla 4.20 Intensidad de esfuerzos en el borde del refuerzo de la boquilla "C" del tambor F-4, de acuerdo con el Boletín WRC 107.




(psi)

Pm 13346 13346 13346 13346 13346 13346 13346 13346 23300

Pm+Pl 14511 14511 15057 15057 14552 14552 14586 14586 34950

Pm+Pl+Q 17691 11226 19822 10382 21562 7696 19216 9790 69900

4.2.4 Sistema Asociado a la Línea 1-1/2”-P-01-002-AA2A

Este sistema abarca la línea de entrada de mezcla al recipiente F-4, proveniente del tambor

F-2. Los límites de este sistema son los siguientes:

• La boquilla “E” de conexión con el recipiente F-4 (ver nodo 10 en la Figura 4.15).

• Tubería proveniente del recipiente F-2 (ver nodo 380 en la Figura 4.15).

a) Caso 1: Sistema Original.

Los resultados obtenidos son los siguientes:

En la Figura 4.15 se observa que el sistema falla por cargas sostenidas en el nodo 110, así

como en los tramos 10-60, 120-130 y 370-380. En el nodo 110 y el tramo 120-130 la falla se

produce por el alto momento flector generado por el desplazamiento del nodo 160 (ver Figura

68

4.16), perteneciente al tramo 110-160 en dirección +X, el cual tiende a cerrar el codo ubicado

en el nodo 110. En el tramo 370-380 se produce un desplazamiento en dirección –Y del nodo

370, el cual genera un momento flector de gran magnitud en dicho trecho. Mientras que en el

tramo 10-50 la falla es generada por un elevado momento flector producto del desplazamiento

en dirección –Y del nodo 110.

Figura 4.15 Distribución de esfuerzos en el sistema asociado a la línea 1-1/2”-P-01-002-AA2A, por cargas

sostenidas (Caso 1).

Bridas o Válvulas

69

Figura 4.16 Desplazamientos del sistema asociado a la línea 1-1/2”-P-01-002-AA2A, por cargas sostenidas

(Caso 1).

Por cargas de expansión térmica (Figura 4.17) el sistema no falla, alcanzándose el máximo

esfuerzo en el nodo 50, con un valor de 245 psi, el cual representa menos del 1% del esfuerzo

admisible en dicho punto (30000 psi). Estos valores de esfuerzo tan bajos se deben a que el

sistema posee la flexibilidad suficiente para expandirse sin generar grandes esfuerzos sobre el

sistema (ver Figura 4.18). Esta flexibilidad se la otorga en gran parte el desplazamiento

térmico de la boquilla “E” del tambor F-4 (nodo 10) en dirección –Z, así como, el largo tramo

de tubería comprendido entre los nodos 160-110, el cual rota en dirección X sobre el nodo

110, facilitando que la expansión de todo el sistema ocurra en la dirección –Z.

70

Figura 4.17 Distribución de esfuerzos en el sistema asociado a la línea 1-1/2”-P-01-002-AA2A, por cargas de


Figura 4.18 Desplazamientos del sistema asociado a la línea 1-1/2”-P-01-002-AA2A, por cargas de expansión

térmica (Caso 1).

Bridas o Válvulas

71

b) Caso 2: Sistema modificado.

Dados los resultados obtenidos del análisis del sistema original, se propuso la introducción de

tres soportes simples, ubicados en los nodos 160, 210 y 295 (ver Figura 4.19). La ubicación de

los mismos fue determinada mediante la observación de los desplazamientos en el sistema

original y de las cargas que ocasionaban las fallas. Los resultados del análisis de flexibilidad

del sistema modificado son los siguientes:

En la Figura 4.19 se observa que el sistema no falla por cargas sostenidas ya que los esfuerzos

se encuentran por debajo del 50% del valor admisible, siendo el punto con el mayor valor de

esfuerzo el nodo 380, con una magnitud de 9438 psi el cual representa el 47% del esfuerzo

admisible (20000 psi).

Figura 4.19 Distribución de esfuerzos en el sistema asociado a la línea 1-1/2”-P-01-002-AA2A, por cargas

sostenidas (Caso 2).

En la Figura 4.20 se puede apreciar como los tres soportes introducidos en el sistema han

limitado los desplazamientos producidos en el Caso 1.

Bridas o Válvulas

72

Figura 4.20 Desplazamientos del sistema asociado a la línea 1-1/2”-P-01-002-AA2A, por cargas sostenidas

(Caso 2). Así mismo, el sistema no falla por cargas de expansión térmica (Figura 4.21) alcanzándose el

máximo esfuerzo en el nodo 48, con un valor de 1022 psi, el cual representa el 2% del

esfuerzo admisible en dicho punto (47792 psi). Es decir, que los soportes no le han restado

significativamente flexibilidad el sistema, ya que como se puede apreciar en la Figura 4.22, no

se ha restringido el movimiento en la dirección Z.

Las intensidades de esfuerzo sobre cada uno de los puntos de la boquilla “E” del recipiente F-

4, calculadas mediante el Boletín WRC 107 (Tabla 4.21), se encuentran por debajo de las

intensidades de esfuerzo admisibles del recipiente a la temperatura de diseño, de acuerdo con

el Código ASME Sección VIII, División 2. Por lo tanto, bajo estas condiciones de carga la

boquilla no falla.

Tabla 4.21 Intensidad de esfuerzos en la unión de la boquilla "E" con la carcasa del tambor F-4, de acuerdo con




(psi)

Pm 13346 13346 13346 13346 13346 13346 13346 13346 23300 Pm+Pl 13402 13402 13400 13400 13408 13408 13408 13408 34950

Pm+Pl+Q 13890 12922 13732 13068 14095 12729 13553 13263 69900

73

Figura 4.21 Distribución de esfuerzos en el sistema asociado a la línea 1-1/2”-P-01-002-AA2A, por cargas de


Figura 4.22 Desplazamientos del sistema asociado a la línea 1-1/2”-P-01-002-AA2A, por cargas de expansión

térmica (Caso 2).

Bridas o Válvulas


CCOONNCCLLUUSSIIOONNEESS YY RREECCOOMMEENNDDAACCIIOONNEESS

5.1 CONCLUSIONES.

• La máxima reacción vertical sobre las sillas del recipiente F-4 es producida por la

acción combinada del peso del recipiente y las cargas sísmicas.

• Con el espesor y las dimensiones dadas al recipiente los esfuerzos generados en el

tambor F-4 son inferiores a los valores admisibles, de acuerdo con el Código ASME y

el método de L. P. Zick.

• Los espesores seleccionados para las boquillas del tambor F-4 cumplen con los

requisitos del Código ASME, Sección VIII, División 1.

• Las boquillas del recipiente F-4 se encuentran adecuadamente reforzadas de acuerdo

con el Código ASME, Sección VIII, División 1.

• Las dimensiones de los refuerzos de las boquillas del tambor F-4 cumplen con los

requisitos del Código ASME, Sección VIII, División 1.

• Los sistemas asociados a las líneas 8”-P-01-001-AA2A, 6”-SG-01-001-AA2A y 6”-

HC-01-001-AA2A, en su condición original (Caso 1), cumplen con los lineamientos de

la norma ASME B31.3.

• Los sistemas asociados a las líneas 3”-AW-01-001-AA2A y 1-1/2”-P-01-002-AA2A,

en su condición original (Caso 1), fallan por cargas sostenidas de acuerdo con la norma

ASME B31.3.

• En el sistema asociado a la línea 6”-HC-01-001-AA2A, analizado en su condición

original (caso 1), las cargas y los esfuerzos principales sobre las boquillas de succión

de las bombas J-13 y J-52B, exceden los valores recomendados por la norma API 610.

• Con las soluciones propuestas (Caso 2), los sistemas asociados a las líneas 3”-AW-01-

001-AA2A y 1-1/2”-P-01-002-AA2A, cumplen con los lineamientos de la norma

ASME B31.3.

75

• Con la solución propuesta (Caso 2) en el sistema asociado a la línea 6”-HC-01-001-

AA2A, las cargas sobre las boquillas de succión de las bombas J-13 y J-52B cumplen

con los lineamientos de la norma API 610.

• Con las soluciones propuestas (Caso 2), los esfuerzos sobre las boquillas del tambor F-

4 cumplen con el Código ASME, Sección VIII, División 2.

5.2 RECOMENDACIONES.

• Ampliar el alcance del programa de computación “HOREC” para incluir el cálculo de

esfuerzos, pesos y las acciones de viento y sismo en recipientes verticales.

• Realizar la evaluación hidráulica de los sistemas de tuberías para garantizar que las

velocidades del fluido y las perdidas de presión estén dentro de los límites

recomendados.

• Realizar un análisis de flexibilidad dinámico al sistema de tuberías asociado al tambor

F-4, para garantizar que los esfuerzos generados por efectos vibratorios producidos por

sismo, equipos rotativos o posibles pulsaciones del fluido, se encuentren por debajo de

los límites recomendados.

RREEFFEERREENNCCIIAASS BBIIBBLLIIOOGGRRÁÁFFIICCAASS

[1] PDVSA Manual de Diseño de Proceso, “MDP-01-DP-01 Temperatura y Presión de

Diseño”, pp. 5-6, 18-19 (1995).

[2] PDVSA Manual de Inspección, “PI-09-01-00 Recipientes a Presión (General)”, pp. 2-3

(1994).

[3] http://www.prentex.com/ptxglossary.html (2006).

[4] PDVSA Manual de Diseño de Proceso, “MDP–03–S–05 Tambores Separadores

Líquido–Líquido–Vapor”, pp. 12 (1995).

[5] ASME Boiler & Pressure Vessel Code, Section VIII – Division 1 “Rules for

Construction of Pressure Vessels”, pp. 23 (2004).

[6] PDVSA Manual de Diseño de Proceso, “MDP–03–S–01 Principios Básicos”, pp. 8

(1995).

[7] ASME Boiler & Pressure Vessel Code, Section VIII – Division 2 “Rules for

Construction of Pressure Vessels”, pp. 260-267 (2004).

[8] Peng, L., “Local Stress in Vessels – Notes on the Application of WRC-107 and WRC-

297”, Journal of Pressure Vessel Technology, (1988).

[9] Moss, D., “Pressure Vessel Design Manual: Ilustrated procedure for solving major

pressure vessel design problems”, Gulf, Houston, pp. 2 (1997).

[10] Goncalves, R. y Graciano, C., “Análisis de Flexibilidad de Sistemas de Tuberías”,

Caracas, pp. 7-16 (2004).

AAPPÉÉNNDDIICCEE AA

CCÁÁLLCCUULLOOSS

78

A.1 CÁLCULOS DE DISEÑO DE LAS SILLAS DEL TAMBOR F-4

Datos:

Sy 38000psi:= Esfuerzo de Fluencia

S 20000psi:= Esfuerzo admisible axial

h 9.254in:= Ver Figura A.1

A 90in:= Longitud de la silla (ver Figura A.1)

J 0.75in:= Espesor de las planchas transversales (ver Figura A.1)

tw 0.75in:= Espesor de la plancha longitudinal (ver Figura A.1)

α 30 deg⋅:= Ver Figura A.1

R 50.55in:= Radio externo del recipiente

ts 0.75in:= Espesor de la carcasa

Q 60133lbf:= Carga vertical máxima

k1 0.204:= Coeficiente de la silla

tb 1in:= Espesor de la placa base (ver Figura A.1)

B 59.055in:= Ver Figura A.1

θ 120 deg⋅:= Ver Figura A.1

e 29.368in:= Ver Figura A.1

l1 32.404in:= Ver Figura A.1

l2 9.014in:= Ver Figura A.1

F 10in:= Ancho de la silla (ver Figura A.1)

79

Planchas transversales

Número de placas transversales requeridas

nA

24in1+:= n 4.75=

n 4:= Aproximando al número par más cercano

Ancho mínimo de las planchas transversales

Fl 28727lbf:= Fuerza longitudinal máxima

Gt5.012 Fl⋅

J n 1−( )⋅ .66⋅ Sy⋅h

A

1.961 sin α( )−( )⋅+

⋅:=

Gt 9.066in= Ancho mínimo de las planchas transversales

Gt 9.1 in⋅

Plancha de desgaste

Ancho mínimo de la plancha de desgaste

H Gt 1.56 R ts⋅⋅+:=

H 18.671in= Ancho mínimo de la plancha de desgaste

H 19in

Espesor mínimo de la plancha de desgaste

trH Gt−( )

2

2.43 R⋅:= tr 0.75in=

tr 0.75in

Momento de inercia de la silla en el centro

Ver Figura A.2

Sección 1

A1 H 1.56 R ts⋅⋅+( ) ts⋅:= A: Área de la sección

80

Y1 8.878in:= Y: Distancia del eje al centro de la sección

I1H 1.56 R ts⋅⋅+( ) ts

3⋅

12:= I: Momento de inercia de la sección

Sección 2

A2 H tr⋅:=

Y2 8.128in:=

I2H tr

3⋅

12:=

Sección 3

A3 tw 6.754⋅ in:=

Y3 4.377in:=

I3tw 6.754in( )

3⋅

12:=

Sección 4

A4 F tb⋅:=

Y4 0.5in:=

I4Gt tb

3⋅

12:=

Centroide de la sección de la silla

C1A1 Y1⋅ A2 Y2⋅+ A3 Y3⋅+ A4 Y4⋅+

A1 A2+ A3+ A4+:=

C2 h C1−:=

Momento de inercia de la silla

I A1 Y12

⋅ A2 Y22

⋅+ A3 Y32

⋅+ A4 Y42

⋅+ I1+ I2+ I3+ I4+ C1 A1 Y1⋅ A2 Y2⋅+ A3 Y3⋅+ A4 Y4⋅+( )⋅−:=

I 561.466in4

=

81

Área de la sección transversal de la silla excluyendo la carcasa

As A2 A3+ A4+:=

Esfuerzos en la plancha longitudinal

Fuerza de separación de las sillas

fh k1 Q⋅:=

fh 1.227 104

× lbf=

Esfuerzo de tensión en el centro de la silla

σtfh

As:= σt 421.699psi=

0.6 Sy⋅ 2.28 104

× psi= Esfuerzo admisible

Esfuerzo flector en el centro de la silla

d BR sin θ( )⋅

θ−:= Ver Figura D.2

M fh d⋅:= Momento flector

fbM C1⋅

I:= fb 5.46 10

3× psi= Esfuerzo flector

0.66 Sy⋅ 2.508 104

× psi= Esfuerzo admisible

Espesor de la placa base con plancha longitudinal central

Ab A F⋅:= Área de la placa base

BpQ

Ab:= Presión sobre la placa base

trequerido3 Q⋅ F⋅

4 A⋅ fb⋅:= trequerido 0.958in=

Planchas transversales exteriores

Ape 0.5 F⋅ e⋅:= Área de presión

82

Are J Gt⋅ 0.5 e⋅ tw⋅+:= Área de las placas transversales y central

Pe Bp Ape⋅:= Carga axial

faePe

Are:= Esfuerzo de compresión

IeJ

12Gt

3⋅:= Momento de inercia de la placa

C1eGt

2:= Centroide de la sección

reIe

Are:= Radio de giro

l1

re20.04= Relación de esbeltez

fueFl

2 A⋅:= Fuerza unitaria

Me 0.5 fue⋅ e⋅ l1⋅:= Momento flector

Esfuerzo de flexión fbe

Me C1e⋅

Ie:=

0.66 Sy⋅ 2.508 104

× psi= Esfuerzo admisible de flexión

fae

S

fbe

0.66Sy+ 0.322= 0.322 1< Esfuerzos combinados

Planchas transversales internas

Api F e⋅:= Área de presión

Ari J Gt⋅ e tw⋅+ tw J⋅−:= Área de las placas transversales y central

Pi Bp Api⋅:= Carga axial

faiPi

Ari:= Esfuerzo de compresión

IiJ

12Gt

3⋅:= Momento de inercia de la placa

83

Figura A.1 Dimensiones consideradas en el diseño de las sillas

C2iGt

2:= Centroide de la sección

riIi

Ari:= Radio de giro

l2

ri7.022= Relación de esbeltez

fuiFl

2 A⋅:= Fuerza unitaria

Mi fui e⋅ l2⋅:= Momento flector

Esfuerzo de flexión fbi

Mi C2i⋅

Ii:=

0.66 Sy⋅ 2.508 104

× psi= Esfuerzo admisible de flexión

fai

S

fbi

0.66Sy+ 0.199= 0.199 1< Esfuerzos combinados

84

Figura A.2 Secciones transversales consideradas en el cálculo del momento de inercia de la silla

A.2 CÁLCULO DEL PESO DE CADA PEDESTAL

ρ 2300kg

m3

⋅:= Densidad del concreto

Vol 1609 2700⋅ 450⋅ in3

⋅:= Volumen del pedestal

Vol 1.955 109

× in3

=

Wped ρ Vol⋅:= Peso del pedestal

Wped 1.624 108

× lb=

85

A.3 ECUACIONES UTILIZADAS EN HOREC

A.3.1 Espesor de Carcasa Cilíndrica.

A.3.1.1 Presión Interna (Código ASME, Sección VIII, División 1, UG-27).

El espesor mínimo requerido será el mayor entre el calculado por esfuerzos circunferenciales y

longitudinales:

• Esfuerzo circunferencial:

Si 4Dt ≤ ó lESP ⋅⋅≤ 385,0

PES

RPt

l ⋅−⋅

⋅=

6,0

Si 4Dt > ó lESP ⋅⋅> 385,0

( )12/1 −⋅= ZRt Donde:

PES

PESZ

−⋅

+⋅=

• Esfuerzo longitudinal:

Si 4Dt ≤ ó cESP ⋅⋅≤ 25,1

PES

RPt

c ⋅+⋅⋅

⋅=

4,02

Si 4Dt > ó cESP ⋅⋅> 25,1

( )12/1 −⋅= ZRt Donde:

1+⋅

=ES

PZ

A.3.1.2 Presión Externa (Código ASME, Sección VIII, División 1, UG-28).

• Si 10≥tDo se debe seguir el siguiente procedimiento:

a) Se asume un valor para t y se determinan los factores oDL y tDo .

b) Con los valores oDL y tDo se entra en la Figura G, en la Subparte 3 de la Sección

II, Parte D, del Código ASME y se determina el valor del factor A.

86

c) Con el valor de A y la temperatura de diseño se entra en las tablas o gráficos de la

Subparte 3 de la Sección II, Parte D, del Código ASME, aplicables al material

seleccionado y se lee el factor B.

d) Con el valor del factor B se determina la máxima presión de trabajo permisible

(MAWP) con la siguiente fórmula:

)(3

4

tD

BP

o

a⋅

⋅=

e) Si el valor de A se encuentra a la izquierda del final de la curva temperatura/material

aplicable, la MAWP se puede calcular con la siguiente fórmula:

)(3

2

tD

EAP

o

a⋅

⋅⋅=

f) Se compara el valor de Pa obtenido en los pasos (d) ó (e) con el valor de P. Si Pa es

menor que P, se debe seleccionar un mayor valor de t y repetir el procedimiento hasta

que Pa sea mayor que P.

• Si 10<tDo se debe seguir el siguiente procedimiento:

a) Se determina el valor del factor B siguiendo el procedimiento empleado para el caso en

que 10<tDo . Para valores de A mayores de 0,1, utilizar 0,1 como valor para el factor

A.

b) Calcular Pa1 mediante la siguiente fórmula:

( )B

tDP

o

a ⋅

−= 0833,0

167,21

c) Calcular Pa2 mediante la siguiente fórmula:

( ) ( )

−⋅

⋅=

tDtD

SP

oo

a

11

2 *

2

d) El menor valor entre Pa1 y Pa2 se utilizará como Pa.

e) Se compara el valor de Pa con el valor de P. Si Pa es menor que P, se debe seleccionar

un mayor valor de t y repetir el procedimiento hasta que Pa sea mayor que P.

87

A.3.1.3 Términos Empleados en las Ecuaciones de Cálculo de Espesor de Carcasa

Cilíndrica

t: Espesor mínimo requerido.

D: Diámetro interno.

P: Presión de diseño (interna ó externa).

R: Radio interno en condición corroída.

S: Esfuerzo admisible a la temperatura de diseño.

El: Eficiencia de junta longitudinal.

Ec: Eficiencia de junta circunferencial.

Do: Diámetro externo.

L: Longitud entre líneas de soporte.

E: Módulo de elasticidad a la temperatura de diseño.

S*: Menor valor entre S⋅2 y Sy⋅9,0 .

Sy: Esfuerzo de fluencia del material a la temperatura de diseño.

A: Factor geométrico.

B: Esfuerzo permisible longitudinal de compresión.

A.3.2 Espesor de Cabezales.

A.3.2.1 Presión Interna (Código ASME, Sección VIII, División 1, UG-32).

• Cabezal elíptico 2:1:

Si 002,0≥Lt ; Donde DL ⋅= 9.0

PES

DPt

fc ⋅−⋅⋅

⋅=

2,02

• Cabezal toriesférico:

Si 002,0≥Lt y Lr ⋅= 06,0 ; Donde oDL =

PES

LPt

fc ⋅−⋅

⋅⋅=

1,0

885,0

• Cabezal hemisférico:

Si Lt ⋅≤ 356,0 ó ESP ⋅⋅≤ 665,0 ; Donde 2DL =

88

PES

LPt

fc ⋅−⋅⋅

⋅=

2,02

• Cabezal ó sección cónica:

Si º30≤α

( )PES

DPt

fc ⋅−⋅⋅⋅

⋅=

6,0cos2 α

• Cabezal ó sección toricónica:

Si oDr ⋅≥ 06,0 y *3 tr ⋅≥

( )PES

DPt

fc

i

⋅−⋅⋅⋅

⋅=

6,0cos2 α

Donde:

( )αcos12 −⋅⋅−= rDDi

PES

MLPt

fc ⋅−⋅⋅

⋅⋅=

2,02*

αcos2 ⋅

= iDL

+⋅=

r

LM 3

4

1

A.3.2.2 Presión Externa (Código ASME, Sección VIII, División 1, UG-33).

• Cabezal elíptico 2:1.

El espesor mínimo requerido por presión externa será el mayor entre (1) y (2):

1) El espesor calculado empleando la ecuación de presión interna para cabezales elípticos,

pero tomando PP ⋅= 67,1 y 1=E .

2) El espesor calculado mediante el siguiente procedimiento:

a) Asumir un valor para t y calcular el valor del factor A mediante la siguiente fórmula:

tRA

o

125,0=

Donde: oo DR ⋅= 9,0

89

b) Con el valor de A y la temperatura de diseño se entra en las tablas o gráficos de la



c) Con el valor del factor B se determina la máxima presión de trabajo permisible


)( tR

BP

o

a =

d) Si el valor de A se encuentra a la izquierda del final de la curva temperatura/material


2)(

0625,0

tR

EP

o

a

⋅=

e) Se compara el valor de Pa obtenido en los pasos (c) ó (d) con el valor de P. Si Pa es



• Cabezal toriesférico.

El espesor mínimo requerido por presión externa será el mayor entre (1) y (2):

1) El espesor calculado empleando la ecuación de presión interna para cabezales

toriesféricos, pero tomando PP ⋅= 67,1 y 1=E .

2) El espesor calculado mediante el procedimiento empleado para cabezales elípticos 2:1

sometidos a presión externa, pero utilizando oo DR = .

• Cabezal hemisférico.

Se utilizará el procedimiento empleado para cabezales elípticos 2:1 sometidos a

presión externa, pero utilizando oo DR ⋅= 5,0 .

• Cabezal ó sección cónica.

1) Si º60≤α y 10≥eL tD

a) Se asume un valor para t y se determina te y los factores Le DL y eL tD .

Donde:

αcos⋅= tte

+⋅=

L

S

eD

DLL 1

2

90

b) Utilizando el factor Le DL como el equivalente del factor oDL y el factor eL tD

como el equivalente de tDo se entra en la Figura G, en la Subparte 3 de la Sección II,

Parte D, del Código ASME, y se determina el valor del factor A.

c) Con el valor de A y la temperatura de diseño se entra en las tablas o gráficos de la



d) Con el valor del factor B se determina la máxima presión de trabajo permisible


)(3

4

eL

atD

BP

⋅

⋅=

e) Si el valor de A se encuentra a la izquierda del final de la curva temperatura/material


)(3

2

eL

atD

EAP

⋅

⋅⋅=

f) Se compara el valor de Pa obtenido en los pasos (d) ó (e) con el valor de P. Si Pa es



2) Si º60≤α y 10<eL tD

a) Se determina el valor del factor B siguiendo el procedimiento empleado para el caso en

que 10≥eL tD . Para valores de A mayores de 0,1, utilizar 0,1 como valor para el

factor A.

b) Calcular Pa1 mediante la siguiente fórmula:

( )B

tDP

eL

a ⋅

−= 0833,0

167,21

c) Calcular Pa2 mediante la siguiente fórmula:

( ) ( )

−⋅

⋅=

eLeL

atDtD

SP

11

2 *

2

d) El menor valor entre Pa1 y Pa2 se utilizará como Pa.

e) Se compara el valor de Pa con el valor de P. Si Pa es menor que P, se debe seleccionar

un mayor valor de t y repetir el procedimiento hasta que Pa sea mayor que P.

91

• Cabezal ó sección toricónica.

El espesor requerido se calculará siguiendo el mismo procedimiento empleado para el

cálculo de cabezales o secciones cónicas sometidas a presión externa, con la excepción

de que Le se determinará de la siguiente forma:

1) Figura 1 (c):

+⋅+⋅=

LS

SLc

eD

DDLsenrL

21 α

2) Figura 1 (d):

+⋅+⋅⋅=

L

SLc

L

SS

eD

DDLsen

D

DrL

22 α

3) Figura 1 (e):

+⋅+⋅

⋅+=

LS

SLc

LS

SS

eD

DDLsen

D

DrrL

221 α

A.3.2.3 Términos Empleados en las Ecuaciones de Cálculo de Espesor de Cabezales.

t: Espesor mínimo requerido.

D: Diámetro interno en condición corroída de la faldilla del cabezal ó diámetro interno de un

cabezal cónico en el punto considerado, medido perpendicular el eje del cono.

P: Presión de diseño (interna ó externa).

S: Esfuerzo admisible del material a la temperatura de diseño.

Efc: Eficiencia de junta en el cabezal (factor de calidad).

E: Módulo de elasticidad del material a la temperatura de diseño.

L: Radio interno de curvatura de la corona del cabezal ó longitud axial de un cabezal o sección

cónica.

r: Radio interno de curvatura de transición en secciones y cabezales toriesféricos y toricónicos.

Do: Diámetro externo de la faldilla del cabezal.

α: Ángulo del cono (ver Figura 1 en HOREC).

t*: Espesor de la curvatura de transición en secciones y cabezales y toricónicos.

Di: Diámetro interno de la porción cónica de un cabezal toricónico en el punto de tangencia

con el radio de transición, medido perpendicular al eje del cono.

A: Factor geométrico.

92


Pa: Máxima presión de trabajo permisible.

DL: Diámetro externo mayor de la sección cónica.

te: Espesor efectivo de un cabezal ó sección cónica.

Le: Longitud equivalente de una sección cónica.

S*: Menor valor entre S⋅2 y Sy⋅9,0 .

Sy: Esfuerzo de fluencia del material a la temperatura de diseño.

r1: Radio externo de curvatura de transición en secciones toricónicas (ver Figura 1 en

HOREC).

r2: Radio externo de curvatura de transición en secciones toricónicas (ver Figura 1 en

HOREC).

DS: Diámetro externo menor de la sección cónica.

DSS: Diámetro externo menor de la porción cilíndrica de la sección toricónica.

DLS: Diámetro externo mayor de la porción cilíndrica de la sección toricónica.

Lc: Longitud axial de la porción cónica de un cabezal toricónico.

A.3.3 Anillos Rigidizadores (Código ASME, Sección VIII, Div. 1, UG-29).

Para determinar si la sección seleccionada para el anillo rigidizador posee la inercia necesaria,

se debe seguir el siguiente procedimiento:

a) Determinar el factor B por medio de la siguiente fórmula:

+

⋅⋅=

ss

o

LAt

DPB

4

3

b) Con el valor de B y la temperatura de diseño se entra en las tablas o gráficos de la


seleccionado y se lee el factor A.

c) Si el valor de B se encuentra a la izquierda del final de la curva temperatura/material

aplicable, el valor de A se puede calcular con la siguiente fórmula:

E

BA

⋅=

2

93

d) En los casos en que se considere que el momento de inercia de la carcasa contribuye al

momento de inercia de la sección, se deberá utilizar el espesor nominal tS y el ancho de

la sección de la carcasa no será mayor al calculado por la siguiente expresión:

So tD ⋅⋅1,1

e) Si se considera sólo el momento de inercia del anillo, calcular el momento de inercia

requerido con la siguiente fórmula:

( )[ ] 142ALAtLDI SSSoS ⋅+⋅⋅=

f) Si se considera el momento de inercia combinado del anillo y la carcasa, calcular el

momento de inercia requerido con la siguiente fórmula:

( )[ ] 9,102´ALAtLDI SSSoS ⋅+⋅⋅=

g) Si se considera solo el momento de inercia del anillo, calcular el momento de inercia

disponible (I) respecto al eje neutral del anillo, paralelo al eje de la carcasa.

h) Si se considera el momento de inercia combinado del anillo y la carcasa, calcular el

momento de inercia disponible (I´) respecto al eje neutral del anillo, paralelo al eje de

la carcasa.

i) Si el momento de inercia requerido es mayor al momento de inercia disponible, se debe

seleccionar una nueva sección para el anillo con un mayor momento de inercia y

repetir el procedimiento.

A.3.3.1 Términos Empleados en las Ecuaciones de Cálculo de Anillos Rigidizadores.


P: Presión externa de diseño.

Do: Diámetro externo de la carcasa.

AS: Área de la sección transversal del anillo.

LS: La mitad de la distancia medida desde al anillo a la línea de soporte mas cercana por un

lado, más la mitad de la distancia medida desde el anillo a la línea de soporte mas cercana por

el otro lado.

A: Factor geométrico

E: Módulo de elasticidad del material a la temperatura de diseño

IS: Momento de inercia requerido respecto al eje neutral del anillo, paralelo al eje de la

carcasa, considerando solo la inercia del anillo.

94

IS´: Momento de inercia requerido respecto al eje neutral del anillo, paralelo al eje de la

carcasa, considerando la inercia combinada del anillo más la carcasa.

I: Momento de inercia disponible respecto al eje neutral del anillo, paralelo al eje de la

carcasa, considerando solo la inercia del anillo.

I´: Momento de inercia disponible respecto al eje neutral del anillo, paralelo al eje de la

carcasa, considerando la inercia combinada del anillo más la carcasa.

tS: Espesor nominal de la carcasa.

A.3.4 Espesor de Boquilla (Código ASME, Sección VIII, Div. 1, UG-29).

El mínimo espesor de pared de la boquilla será el mayor entre (1) y (2).

1) El mínimo espesor de pared de la boquilla será el calculado por la siguiente fórmula:

ca

n

rn tPES

RPt +

⋅−⋅

⋅=

6,0

2) El mínimo espesor de pared será el menor entre (a), (b), (c) y (d).

a) El espesor (más la tolerancia de corrosión) de la carcasa o cabezal donde se encuentra

ubicada la boquilla, por presión interna, asumiendo una eficiencia de junta 1=E .

b) El espesor (más tolerancia de corrosión) de la carcasa o cabezal donde se encuentra

ubicada la boquilla, utilizando la presión externa de diseño como el equivalente a la

presión interna empleada en la ecuación utilizada en (a), asumiendo una eficiencia de

junta 1=E .

c) Para recipientes diseñados por presión interna y externa, el mayor valor entre (a) y (b).

d) El espesor estándar de un tubo menos el 12,5% de tolerancia de fabricación, más la

tolerancia de corrosión.

A.3.4.1 Términos Empleados en las Ecuaciones de Cálculo de Espesor de Boquilla.

trn: Espesor requerido de la boquilla.

P: Presión interna de diseño de la boquilla.

Rn: Radio interno de la boquilla en condición corroída.

S: Esfuerzo admisible del material a la temperatura de diseño.

E: Eficiencia de junta de la boquilla.

95

A.3.5 Refuerzo de Boquilla (Código ASME, Sección VIII, Div. 1, UG-37).

1) Requerimiento de refuerzo.

Para determinar si es necesario reforzar las boquillas se seguirá el siguiente procedimiento:

a) Determinar el área de refuerzo requerida:

( )112 rrnr fFttFtdA −⋅⋅⋅⋅+⋅⋅=

b) Determinar el área de refuerzo disponible en la carcasa, como el mayor valor de los

calculados por las siguientes expresiones:

( ) ( ) ( )1111 12 rrnr ftFtEttFtEdA −⋅⋅−⋅⋅⋅−⋅−⋅⋅=

( ) ( ) ( ) ( )1111 122 rrnrn ftFtEttFtEttA −⋅⋅−⋅⋅⋅−⋅−⋅⋅+⋅=

c) Determinar el área de refuerzo disponible en la proyección externa de la boquilla,

como el menor valor de los calculados por las siguientes expresiones:

( ) tfttA rrnn ⋅⋅−⋅= 22 5

( ) nrrnn tfttA ⋅⋅−⋅= 22 5

d) Determinar el área de refuerzo disponible en la proyección interna de la boquilla, como

el menor valor de los calculados por las siguientes expresiones:

23 5 ri fttA ⋅⋅⋅=

23 5 rii fttA ⋅⋅⋅=

23 2 ri fthA ⋅⋅⋅=

e) Determinar el área de refuerzo disponible en la soldadura externa de la boquilla:

( ) 22

41 rflegA ⋅=

f) Calcular el área de refuerzo disponible en la soldadura interna de la boquilla:

( ) 22

43 rflegA ⋅=

g) Si la sumatoria de las áreas de refuerzos disponibles es mayor que el área de refuerzo

requerida, entonces la boquilla esta adecuadamente reforzada, es decir:

AAAAAA ≥++++ 4341321

h) Si la sumatoria de las áreas de refuerzos disponibles es menor que el área de refuerzo

requerida, entonces la boquilla esta inadecuadamente reforzada, es decir:

AAAAAA <++++ 4341321

96

2) Cálculo de refuerzo.

Para el cálculo del refuerzo se seguirá el siguiente procedimiento:

a) Determinar el área de refuerzo requerida:

( )112 rrnr fFttFtdA −⋅⋅⋅⋅+⋅⋅=

b) Determinar el área de refuerzo disponible en la carcasa, como el mayor valor de los

calculados por las siguientes expresiones:

( ) ( ) ( )1111 12 rrnr ftFtEttFtEdA −⋅⋅−⋅⋅⋅−⋅−⋅⋅=

( ) ( ) ( ) ( )1111 122 rrnrn ftFtEttFtEttA −⋅⋅−⋅⋅⋅−⋅−⋅⋅+⋅=

c) Determinar el área de refuerzo disponible en la proyección externa de la boquilla,

como el menor valor de los calculados por las siguientes expresiones:

( ) tfttA rrnn ⋅⋅−⋅= 22 5

( ) ( ) 22 5.22 renrnn fttttA ⋅+⋅⋅−⋅=

d) Determinar el área de refuerzo disponible en la proyección interna de la boquilla, como

el menor valor de los calculados por las siguientes expresiones:

23 5 ri fttA ⋅⋅⋅=

23 5 rii fttA ⋅⋅⋅=

23 2 ri fthA ⋅⋅⋅=

e) Determinar el área de refuerzo disponible en la soldadura externa de la boquilla:

( ) 32

41 rflegA ⋅=

f) Determinar el área de refuerzo disponible en la soldadura del elemento de refuerzo con

la carcasa:

( ) 42

42 rflegA ⋅=

g) Calcular el área de refuerzo disponible en la soldadura interna de la boquilla:

( ) 22

43 rflegA ⋅=

h) Calcular el área de refuerzo disponible el elemento de refuerzo:

( ) 45 2 renP fttdDA ⋅⋅⋅−−=

i) Si la sumatoria de las áreas de refuerzos disponibles es mayor que el área de refuerzo

requerida, entonces la boquilla esta adecuadamente reforzada, es decir:

97

AAAAAAAA ≥++++++ 5434241321

j) Si la sumatoria de las áreas de refuerzos disponibles es menor que el área de refuerzo

requerida, entonces la boquilla esta inadecuadamente reforzada y se deberá

incrementar el área del elemento de refuerzo, es decir:

AAAAAAAA <++++++ 5434241321

A.3.5.1 Términos Empleados en las Ecuaciones de Cálculo de Refuerzo de Boquilla.

A: Área de refuerzo requerida.

A1: Área de refuerzo disponible en la carcasa.

A2: Área de refuerzo disponible en la proyección externa de la boquilla.

A3: Área de refuerzo disponible en la proyección interna de la boquilla.

A41: Área de refuerzo disponible en la soldadura externa de la boquilla.

A42: Área de refuerzo disponible en la soldadura del elemento de refuerzo con la carcasa.

A43: Área de refuerzo disponible en la soldadura interna de la boquilla.

A5: Área de refuerzo disponible en el elemento de refuerzo.

d: Diámetro interno de la boquilla en condición corroída.

DP: Diámetro externo del elemento de refuerzo.

E1: 1 cuando la abertura se encuentra en una plancha sólida o en una junta categoría B, o la

eficiencia de junta obtenida de la Tabla UW-12 del Código ASME, cuando la abertura pasa

por otro tipo de junta.

F: Factor de corrección que compensa la variación de los esfuerzos por presión interna en

diferentes planos con respecto al eje del recipiente. Se usará el valor 1 para todas las

configuraciones, aunque se podrán usar los valores de la Figura UG-37, del Código ASME,

para aberturas reforzadas en carcasas cilíndricas y conos.

fr1: vn SS si la boquilla tiene proyección interna y 1 si no tiene proyección interna.

fr2: vn SS .

fr3: el menor valor entre vn SS y vp SS .

fr4: vp SS .

h: Proyección interna de la boquilla, medida desde la pared interna de la carcasa.

leg: altura de la soldadura.

98

Sn: Esfuerzo admisible del material de la boquilla.

Sv: Esfuerzo admisible del material del recipiente.

Sp: Esfuerzo admisible del material del elemento de refuerzo.

tr: Espesor requerido de la carcasa o cabezal.

tn: Espesor nominal de la boquilla.

t: Espesor de la carcasa en condición corroída.

trn: Espesor requerido de la boquilla.

ti: Espesor nominal de la proyección interna de la boquilla.

te: Espesor del elemento de refuerzo.

A.3.6 Límite de Refuerzo de Boquilla (Código ASME, Sección VIII, Div. 1, UG-40).

• Radio máximo.

El radio máximo del elemento de refuerzo está dado por el mayor valor entre los siguientes:

a) El diámetro interno de la boquilla en condición corroída (d).

b) El radio interno de la boquilla en condición corroída (Rn), más el espesor de la carcasa

en condición corroída (t), más el espesor nominal de la boquilla (tn).

• Espesor máximo.

El espesor máximo del elemento de refuerzo está dado por el menor valor entre los siguientes:

a) Dos veces y medio el espesor de la carcasa en condición corroída (t).

b) Dos veces y medio el espesor nominal de la boquilla (tn).

A.3.7 Cálculo de Esfuerzos (Método de L. P. Zick).

• Esfuerzos por flexión longitudinal.

1) Esfuerzos:

a) En las sillas (tensión en el tope y compresión en el fondo):

StRk

L

HLA

HR

L

A

AQ

S⋅⋅

⋅

⋅+

⋅⋅

−+−

−⋅⋅

±=2*

22

1

3

41

21

1

Donde: k*=k1 a tensión y k*=k8 a compresión

b) En el medio (tensión en el tope y compresión en el fondo):

99

StR

L

A

L

HL

HR

LQ

S⋅⋅

⋅−

⋅

⋅+

−⋅+

⋅⋅

±=2

2

22

1

4

3

41

21

4

π

2) Esfuerzos admisibles:

a) Tensión:

( ) EStRPS S ⋅≤⋅⋅+ 21

b) Compresión:

( ) yS SStRP ⋅≤−⋅⋅ 5,02 1

ó

( ) ( ) ( ) ( )[ ]RtRtES ⋅⋅−⋅⋅≤ 32100229|| 1

• Esfuerzos tangenciales de corte.

1) Esfuerzos en la carcasa ( 2RA > ):

a) Sin anillos:

⋅+

⋅−⋅

⋅

⋅=

HL

AL

tR

QkS

S )34(

222

b) Con anillos:

( )

⋅+

⋅−⋅

⋅

⋅=

HL

AL

tR

QkS

S 34

232

2) Esfuerzos ( 2RA ≤ ):

a) En la carcasa:

StR

QkS

⋅

⋅= 4

2

b) En el cabezal:

htR

QkS

⋅

⋅= 4

2

c) Esfuerzo adicional en el cabezal:

htR

QkS

⋅

⋅= 5

3

100


a) S2:

SS ⋅≤ 8,02

b) S3:

SS pi ⋅≤+ 25,13 σ

Donde piσ es:

Cabezal elíptico 2:1: ( )( )

cah

ca

pitt

tDP

−

+⋅=

2σ .

Cabezal toriesférico: ( )

cah

ca

pitt

tRP

−

+⋅⋅⋅=

2885,0σ .

Cabezal hemisférico: ( )( )( )cah

ca

pitt

tDP

−⋅

+⋅=

2

2σ

Cabezal cónico: ( )( )

( )cah

ca

pitt

tDP

−⋅⋅

+⋅=

ασ

cos2

2

Cabezal toricónico:

( )

( )cah

ca

pitt

rtD

P

−⋅⋅

−⋅⋅−

+⋅

=α

α

σcos2

cos122

4) Nota:

a) Si se utiliza plancha de desgaste y esta se extiende una distancia igual o mayor que

R/10 por encima del cuerno de la silla, en las fórmulas de S2, se podrá utilizar

WPSS ttt += . Donde WPt es el espesor de la plancha de desgaste.

• Esfuerzos circunferenciales.

1) Esfuerzos en el cuerno de la silla (sin anillos):

a) RL ⋅≥ 8 :

( ) 26

4 2

3

56,14 SSSt

Qk

tRbt

QS

⋅

⋅⋅−

⋅⋅+⋅⋅−=

b) RL ⋅< 8 :

( ) 26

4

12

56,14 SSStL

RQk

tRbt

QS

⋅

⋅⋅⋅−

⋅⋅+⋅⋅−=

101

2) En el fondo de la carcasa:

( )SS tRbt

QkS

⋅⋅+⋅

⋅−=

56,17

5


a) S4:

SS ⋅≤ 5,1|| 4

b) S5:

ySS ⋅≤ 5,0|| 5

4) Notas:

a) Si se utiliza plancha de desgaste y esta se extiende una distancia igual o mayor que

R/10 por encima del cuerno de la silla y 2RA ≤ , en las fórmulas de S4, se podrá

utilizar WPSS ttt += , y 222WPSS ttt += . Donde WPt es el espesor de la plancha de

desgaste.

b) Si se utiliza plancha de desgaste y el ancho es por lo menos StRb ⋅⋅+ 56,1 , en las

fórmulas de S5, se podrá utilizar WPSS ttt += . Donde WPt es el espesor de la plancha de

desgaste

A.3.7.1 Términos Empleados en las Ecuaciones de Cálculo Esfuerzos.

S1: Esfuerzo longitudinal por flexión.

S2: Esfuerzo tangencial de corte.

S3: Esfuerzo tangencial de corte adicional en el cabezal.

S4: Esfuerzo circunferencial en el cuerno de la silla.

S5: Esfuerzo circunferencial en el fondo del recipiente.

Q: Reacción sobre cada silla.

A: Distancia de la silla a la línea de tangencia más cercana.

L: Longitud tangente-tangente.

R: Radio externo del recipiente.

H: Altura del cabezal.

k: Constante.

tS: Espesor nominal de la carcasa.

102

th: Espesor nominal del cabezal.

twp: Espesor nominal del cabezal.

b: Ancho de cada silla.

E: Módulo de elasticidad del material a la temperatura de diseño.

P: Presión interna de diseño.

D: Diámetro interno de la faldilla del cabezal.

tca: Tolerancia de corrosión.

r: Radio interno de curvatura de transición en secciones y cabezales toricónicos.

α: Ángulo del cono.

σpi: Esfuerzo por presión interna.

A.3.8 Cálculos Adicionales.

• Volumen de la carcasa cilíndrica:

LD

Vcil ⋅⋅=4

2

π

• Volumen parcial de líquido en la carcasa cilíndrica:

⋅−

⋅⋅⋅= θθ

θπcossin

180

º2LRVpcil

Donde:

−=

R

hRarccosθ

• Volumen de cabezales:

Cabezal elíptico 2:1 24

3D

Vcab ⋅= π

Cabezal toriesférico: 30847,0 DVcab ⋅=

Cabezal hemisférico: 12

3D

Vcab ⋅= π

• Volumen parcial de líquido en cabezales:

Cabezal elíptico 2:1 ( )12

5,12hDh

Vpcab−⋅⋅⋅

=π

103

Cabezal toriesférico:

⋅

⋅−⋅

⋅⋅=

D

h

D

hVcabVpcab

3

21

32

2

Cabezal hemisférico:

−⋅⋅⋅=

6

5,12 hDhVpcab π

• Área superficial de la carcasa cilíndrica:

LDAscil ⋅⋅= π .

• Área superficial de cabezales:

Cabezal elíptico 2:1 2084,1 DAscab ⋅=

Cabezal toriesférico: 29286,0 DAscab ⋅=

Cabezal hemisférico: 2

2D

Ascab ⋅= π

• Capacidad:

VcabVcilV ⋅+= 2

• Peso vacío:

( )tcAscilthAscabacWvacio ⋅+⋅⋅⋅= 2ρ

• Peso en operación:

( )VpcabVpcilsgaguaWvacioWop ⋅+⋅⋅+= 2ρ

• Peso de prueba hidrostática:

VaguaWvacioWhidro ⋅+= ρ

• Presión de prueba hidrostática (Código ASME, Sección VIII, División 1, UG-99):

PPhidro ⋅= 3,1

A.3.8.1 Términos Empleados en las Ecuaciones de Cálculos Adicionales.

D: Diámetro de la carcasa ó cabezal.

L: Longitud tangente-tangente.

R: Radio de la carcasa.

h: Altura del líquido en el recipiente.

th: Espesor nominal del cabezal.

tc: Espesor nominal de la carcasa.

V: Capacidad del recipiente.

104

Vcil: Volumen de la carcasa.

Vcab: Volumen del cabezal.

Vpcil: Volumen parcial del líquido en la carcasa.

Vpcab: Volumen parcial del líquido en el cabezal.

Ascil: Área superficial de la carcasa.

Ascab: Área superficial del cabezal.

Wvacio: Peso del recipiente vacío.

Wop: Peso del recipiente en condición de operación.

Whidro: Peso del recipiente en condición de prueba hidrostática.

ρac: Densidad del acero.

ρagua: Densidad del agua.

sg: Gravedad específica del fluido.

Phidro: Presión de prueba hidrostática.

P: Presión interna de diseño.

A.3.9 Cálculo de Reacciones en las Sillas.

• Reacciones por cargas de viento (ASCE 7-95).

En el cálculo de cargas sobre el recipiente por la acción del viento se seguirá el siguiente

procedimiento:

a) Determinar el factor topográfico kzt:

( )23211 kkkk zt ⋅⋅+=

b) Calcular la presión de velocidad:

IVkkqz ztz ⋅⋅⋅⋅= 200256,0

c) Calcular la fuerza transversal sobre el recipiente:

( ) 5,0⋅⋅⋅⋅= zfftv qGCAF

Donde:

CefectDLA of ⋅⋅=

d) Calcular la fuerza longitudinal sobre el recipiente:

zfflv qGCAF ⋅⋅⋅=

Donde:

105

( )

4

2oefect DC

Af⋅

⋅= π

e) Determinar la reacción vertical en cada silla:

E

BF

L

BFQ tv

S

lv

v

⋅⋅+

⋅=

5,1

• Reacciones por cargas sísmicas (PDVSA JA-221 / COVENIN 3621-00)

En el cálculo de cargas sobre el recipiente por la acción sísmica se seguirá el siguiente

procedimiento:

a) Determinar la aceleración horizontal máxima del terreno:

( )[ ] γ1

1* 1ln −

−−= paa

b) Determinar el coeficiente de aceleración máxima del terreno:

gaAo =

c) Calcular el factor de amplificación espectral:

( )ζβ

β ln739,00853,03,2

* ⋅−⋅=

d) Calcular las fuerzas sísmicas totales:

WD

AV o

o ⋅−⋅

⋅=

12

*β

e) Determinar las fuerzas laterales de diseño:

pedpedrecop

recopo

tsHWHW

HWVF

⋅⋅+⋅

⋅⋅=

2

pedpedrecop

recopo

lsHWHW

HWVF

⋅⋅+⋅

⋅⋅=

2

f) Determinar la reacción vertical en cada silla:

E

BF

L

BFQ ts

S

ls

s

⋅⋅+

⋅=

5,1

• Reacción producida por el peso del recipiente en condición de operación:

2op

w

WQ =

• Reacción total:

106

Se escogerá la mayor reacción vertical sobre cada silla entre la producida por viento y por

sismo, y se calculará la reacción total por la siguiente fórmula:

wts QQQ += /

A.3.9.1 Términos Empleados en las Ecuaciones de Cálculo de Reacciones Sobre las Sillas.

kzt: Factor topográfico.

k1: Factor topográfico.



kz: Coeficiente de presión de velocidad.

V: Velocidad básica del viento.

I: Factor de importancia.

qz: Presión de velocidad.

Ftv: Fuerza transversal sobre el recipiente por la acción del viento.

Flv: Fuerza longitudinal sobre el recipiente por la acción del viento.

Af: Área proyectada.

Cf: Coeficiente de forma.

G: Factor de ráfagas de viento.

Cefect: Coeficiente de efectividad.

Do: Diámetro externo del recipiente.

Qv: Reacción sobre cada silla por la acción del viento.

B: Distancia entre la línea central del recipiente y el fondo de la silla.

Ls: Distancia entre sillas.

E: Longitud de la silla.

a: Aceleración máxima del terreno.

a*: Aceleración característica del peligro sísmico en cada localidad.

p1: Probabilidad anual de excedencia.

g: Aceleración de gravedad.

Ao: Aceleración horizontal máxima del terreno.

γ: Valor característico del peligro sísmico en cada localidad.

β*: Factor de amplificación espectral.

107

β: Parámetro que define la forma de los espectros.

ζ: Coeficiente de amortiguamiento referido al crítico.

Vo: Fuerza cortante en la base.

W: Peso total de la estructura.

D: Factor de ductilidad.

Fts: Fuerza transversal sobre el recipiente por la acción sísmica.

Fls: Fuerza longitudinal sobre el recipiente por la acción del sismo.

Wop: Peso del recipiente en operación.

Wped: Peso de cada pedestal.

Hrec: Altura de la línea central del recipiente respecto al nivel del suelo.

Hped: Altura del centro de gravedad del pedestal respecto al nivel del suelo.

Qs: Reacción sobre cada silla por la acción sísmica.

Qw: Reacción sobre cada silla por la acción del peso del recipiente en condición de operación.

Q: Reacción total sobre cada silla por la acción combinada del peso del recipiente en

condición de operación y la acción del viento o sismo.

108

A.4 CÁLCULO DE LA CONCENTRACIÓN DE H2S EN LA CORRIENTE DE

ALIMENTACIÓN DEL TAMBOR F-4

mmezcla 3619.77lb mol⋅

hr⋅:= Flujo másico de la mezcla

mH2S 157.33lb mol⋅

hr⋅:= Flujo másico de H2S

PMmezcla 53.34lb

lb mol⋅:= Peso molecular de la mezcla

PMH2S 34.08lb

lb mol⋅⋅:= Peso molecular del H2S

fmezcla mmezclaPMmezcla⋅:= Flujo másico de la mezcla

fmezcla 1.931 105

×lb

hr=

fmezcla 8.758 107

×gm

hr=

fH2S mH2S PMH2S⋅:= Flujo másico de H2S

fH2S 5.362 103

×lb

hr=

fH2S 2.432 1012

×µg

hr=

ppmfH2S

fmezcla:= Concentración de H2S en la mezcla en peso

ppm 27769 µg

gm

109

A.5 CÁLCULO DE LOS DESPLAZAMIENTOS TÉRMICOS DE LAS BOQUILLAS

DEL TAMBOR F-4

Datos Generales:

R 1284mm:=

∆Tα 0.00065:=

Boquilla A. Donde:

uy: desplazamiento de la boquilla en dirección radial. uy ∆Tα R⋅:=

ux: desplazamiento de la boquilla en dirección longitudinal. uy 0.835mm=

Lx: distancia a lo largo del eje del recipiente medida desde el eje de la boquilla hasta el apoyo fijo. La 5474mm:=

ux ∆Tα La⋅:= R: radio externo del tambor F-4.

ux 3.558mm= ∆Tα: coeficiente de expansión térmica del material.

Boquilla B.

uy ∆Tα R⋅:=

uy 0.835mm=

Lb 622mm:=

ux ∆Tα Lb⋅:=

ux 0.404mm=

Boquilla C.

uy ∆Tα R⋅:=

uy 0.835mm=

Lc 622mm:=

ux ∆Tα Lc⋅:=

ux 0.404mm=

110

Boquilla D.

uy ∆Tα R⋅:=

uy 0.835mm=

Ld 1003mm:=

ux ∆Tα Ld⋅:=

ux 0.652mm=

Boquilla E.

uy ∆Tα R⋅:=

uy 0.835mm=

Le 4864mm:=

ux ∆Tα Le⋅:=

ux 3.162mm=

AAPPÉÉNNDDIICCEE BB

BBAALLAANNCCEESS DDEE MMAASSAA YY EENNEERRGGÍÍAA

112

B.1 CORRIENTE DE ENTRADA DE MEZCLA BIFÁSICA AL F-4 (C-12SHELLIN) Y

SALIDA DE VAPOR DEL F-4 AL E-3 (F-4VAP)

113

B.2 SALIDA DE HIDROCARBUROS LÍQUIDOS DEL F-4 A E-51 (F-4HCLIQ)

114

B.3 DESCARGA DE AGUAS AGRIAS DEL F-4 (SOURWATER)

AAPPÉÉNNDDIICCEE CC

HHOOJJAA DDEE DDAATTOOSS DDEELL TTAAMMBBOORR FF--44

AAPPÉÉNNDDIICCEE DD

PPLLAANNOOSS DDEE TTUUBBEERRÍÍAASS YY EEQQUUIIPPOOSS

(Ver la carpeta anexa en el disco)

AAPPÉÉNNDDIICCEE EE

RREEGGIISSTTRROOSS DDEE PPRROOGGRRAAMMAASS

(Ver la carpeta anexa en el disco)

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