MEMORIL DE CÁLCULO NÁLISE LOCL DE TENSÕES LIR CRÍTIC NÓS 965/990/1015 LINH 10 -V-46009-D1-H 1 de 6 1.0 OBJETIVO Em vista da análise de flexibilidade da linha 10 -V-46009-D1-H, ter ocorrido com a necessidade da utilização da equação liberal prevista na norma SME B31.1, devido a condições de geometria, pressão e temperatura severas, torna-se importante validar os níveis de tensão envolvidos por um método de análise estrutural de hierarquia superior a análise por barras do software Triflex, intensificados em suas singularidades pelos fatores SIF ( stress intensification factors ) previstos também pela B31.1. Foi realizada uma modelagem pelo método dos elementos finitos, com elementos de casca (shell) de 04 nós linear com grau de discretização ( quantidade de elementos ) que apresentou uma boa estabilização dos resultados. Utilizou o software BQUS 6.10 para esta análise. Como forma de confrontar os valores obtidos por essa análise local, seguimos os parâmetros previstos na norma SME VIII divisão 02, original para vasos de pressão mas extensível a análise de tubulações, na condição de análise cíclica. 2.0 CONDIÇÕES DE CRREGMENTO Pressão de : 46 kgf/cm2 Temperatura de : 400 oc. Peso Próprio 2.1 CICLO 01 Linha pressurizada com temperatura em crescimento de 0 a 400 oc. 2.2 CICLO 02 Linha pressurizada com temperatura estabilizada em 400 oc. ( P+W+T ) 2.3 CICLO 03 Linha despressurizada com temperatura em decaimento de 400 oc. 21oC.
MEMORIL DE CÁLCULO NÁLISE LOCL DE TENSÕES LIR CRÍTIC NÓS 965/990/1015 LINH 10 -V-46009-D1-H 2 de 6 região da linha de tubulação escolhida, foi uma lira intermediaria contida entre os nós 965, 990 e 1015 por apresentar o maior nível de deformação térmica transferida a curva de 90 graus desta, este efeito térmico é de natureza de esforço secundário (Q). parcela de pressão interna ( PL) e pêso próprio (PB) são de natureza primária. O efeito importante, no caso desta linha de tubulação, é a prevenção do efeito Ratcheting que envolve deformações acumulativas por efeito elasto-plástico, que é o caso das tensões secundárias e das totais, cujos admissíveis normativos localizam-se acima da zona de escoamento do material, pois com os carregamentos cíclicos ocorrerá um relaxamento e redistribuição das tensões atuantes, reduzindo o valor permanente destas.
MEMORIL DE CÁLCULO NÁLISE LOCL DE TENSÕES LIR CRÍTIC NÓS 965/990/1015 LINH 10 -V-46009-D1-H 3 de 6 Conforme indicação da norma SME VIII div-02 acima, o valor admissível Sps para este caso, será igual a 2xSyn,k onde Syn,k e o valor médio da tensão de escoamento entre inicio e fim de cada ciclo de térmico sob tensão, neste caso entre 21 oc e 400 oc. Syn,k = (241 + 167)/2 Sn,k = 204 MPa (20,4 kgf/mm2) Sps = 2x20,4 Sps = 40,8 kgf/mm2 tensão Sn,k é a variação de tensão entre inicio e fim de cada ciclo Sn,k <= Sps 3.0 MODELO NLISDO O modelo analisado, foi simplificado considerando a simetria geométrica da Lira, (metade da lira real), com a devida aplicação das restrições nodais de forma a manter a compatibilidade do resultado, como o do conjunto completo. Foram definidas como propriedades do material o módulo de elasticidade a quente E = 17100 kgf/mm2 e constante de dilatação térmica 1,35e-5 mm/mm/oc.
MEMORIL DE CÁLCULO NÁLISE LOCL DE TENSÕES LIR CRÍTIC NÓS 965/990/1015 LINH 10 -V-46009-D1-H 4 de 6 Figura-1 rranjo para o modelo proposto Os valores de deslocamento por expansão térmica foram retirados da análise pelo software Triflex.
MEMORIL DE CÁLCULO NÁLISE LOCL DE TENSÕES LIR CRÍTIC NÓS 965/990/1015 LINH 10 -V-46009-D1-H 5 de 6 Figura-2 Resultados Obtidos na nálise por MEF Figura-3 Gráfico Indicando a Variação de Tensões tuantes entre Ciclos
MEMORIL DE CÁLCULO NÁLISE LOCL DE TENSÕES LIR CRÍTIC NÓS 965/990/1015 LINH 10 -V-46009-D1-H 6 de 6 4.0 RESULTDOS OBTIDOS O diferencial obtido mais alto apresentou-se no ciclo de partida da linha com o valor Sn,k = 35,74 kgf/mm2 e o valor admissível previsto Sps = 40,8 kgf/mm2 Portanto Sn,k <= Sps ceitável dentro do item 5.5.2 da SME VIII divisão-02 Conforme a análise no software Triflex ( SG-3-0361-42-001=.dta ) para o nó-1220 ( bend-end ) temos o valor para as tensões secundárias de 176,48 N/mm2 ( 17,97 kgf/mm2 ), que representaram 84% em relação a tensão secundária liberal admissível e para as tensões primárias nesse mesmo ponto o valor de 28,81 N/mm2 ( 2,93 kgf/mm2 ), totalizando as duas tensões longitudinais teremos S = (17,97 + 2,93) = 20,90 kgf/mm2. Portanto, neste caso, o valor total na análise por barras intensificado pelos fatores SIF apresentou um valor menor (20,90 kgf/mm2) em relação a análise local por elementos de casca ( 35,74 kgf/mm2 ), porém este último ficou abaixo do limite admissível indicado pela SME VIII div-02, evitando assim o efeito de deformação acumulativa, permitindo de forma segura a posterior estabilização elástica do nível de tensões. Executado por: Francisco R. Dominguez / Engeserv Ltda
VPORDUTO PB NEXO- 05 1.0 ) VLIDÇÃO DS TENSÕES MÁXIMS Em vista das tubulações contidas nesse skid de medição de vapor serem críticas por sua pressão e temperatura, será feita de forma complementar uma análise local via MEF visando validar as máximas tensões secundária (expansion) e primária (sustained) obtidas na análise pelo programa Triflex. Foi utilizado o programa baqus 6.10 com elementos tipo Shell (casca) lineares em discretização suficiente a qual estabilizou os valôres obtidos. partir da análise realizada pelo Triflex, foram transferidos os valores deslocamentos de contorno, para cada respectivo caso de análise, bem como as restrições aplicadas. 1.1 ) Validação da Máxima Tensão Secundária (Expansion Stress) validação da tensão para o ponto 1530 do modelo Triflex, será feita a partir da obtenção da tensão local ( por elementos shell ) aplicando-se neste o fator FSRF visando majorar aspectos de fabricação/inspeção que podem potencializar condições de fadiga. Referências: SME VIII div-02 (2007) e WRC-432 tabs. 5.11 e 5.12 Se = Q x FSRF <= Sa Q = tensão secundária por expansão térmica Sa = allowable expansion stress B31.3
s tubulações serão soldadas com penetração total e inspecionadas com RX 100% ( E=1,0 ), portanto, Quality Level=1 ( as welded ) FSRF = 1,2 Se = 63,6 x 1,2 Se = 76,32 N/mm2 Sa = 195, 75 N/mm2 => Se < Sa ( 39 % ) OK! Inferior ao valor indicado no programa Triflex 71% ( PONTO 1530 )
1.2 ) Validação da Máxima Tensão Primária ( Sustained Stress) 1.2.1 ) Operação Normal validação da tensão para o ponto 610 do modelo Triflex, será feita a partir da obtenção da tensão local ( por elementos shell ) e comparando-se este valor com o admissível S H SVM = 24,0 N/mm2 < S H = 106,0 N/mm2 (22%) (corroído e quente ) Inferior ao valor indicado no programa Triflex 68% ( PONTO 610 )
1.2.2 ) Operação Ocasional ( abertura da válvula de segurança PSV ) Da mesma forma a validação da tensão para o ponto 610 do modelo Triflex, será feita a partir da obtenção da tensão local ( por elementos shell ), onde houve neste caso a inserção da força de reação da PSV, comparando-se este valor com o admissível S H-ocasional ( 133% S H ) SVM = 139,6 N/mm2 < S H-ocasional = 1.33 x 106,0 N/mm2 = 140,98 N/mm2 condição corroído e quente. ( 99%) na 2.0 ) CONCLUSÃO Para os todos os casos analisados ( secundária e primária / ocasional ), observamos diferenças dos valôres de tensão, sendo que isso decorre da análise local feita (MEF), do tipos de elementos aplicados entre análises e dos desvios em relação ao fatores de intensificação de tensões (SIFs) normativos que foram considerados pelo Triflex. Consideramos que esta análise local é mais rigorosa e confiável e permitiu validar os resultados normativos obtidos pelo Triflex. Executado por: Francisco R. Dominguez / Engeserv Ltda