pfc3194. - Repositorio Digital UPCT

Diseño de una planta de producción de metanol de
365000 Tn/año
Titulación:
Intensificación:
Alumno/a:
Director/a/s:
I.T.I. Química Industrial
Ingeniería Ambiental
Yolanda Vivancos Segura
Carlos Godínez Seoane
Cartagena, 23 de Septiembre de 2009
ÍNDICE
1. MEMORIA DESCRIPTIVA……………………………………………………………………………………...………………….5
1.1. ANTECEDENTES………………………………………………………………………………………………...……………5
1.1.1. BIOMETANOL…………………………………………………………………………………………………...….5
1.1.2. METANOL………………………………………………………………………………………………...................5
1.2. OBJETO DEL PROYECTO……………………………………………………………………...…………….......................11
1.3. TITULAR DE LA INDUSTRIA………………………………………………………………………………………………12
1.4. CLASE Y NÚMERO DE LA INDUSTRIA SEGÚN C.N.A.E……………………………………………………………….12
1.5. EMPLAZAMIENTO DE LA INDUSTRIA………………………………………………………………………..................12
1.6. NORMATIVA Y LEGISLACIÓN APLICABLE…………………………………………………………………………….12
1.7. TERRENOS Y EDIFICACIONES…………………………………………………………………...……………………….14
1.8. PROCESO INDUSTRIAL……………………………………………………………………………………...……………..15
1.9. MAQUINARIA E INSTALACIONES…………………………………………………………………………………...…...16
1.10. PRODUCTOS UTILIZADOS……………………………………………………………………………………..................16
1.11. PRODUCTOS OBTENIDOS……………………………………………………………………………………………...…16
1.12. SEGURIDAD………………………………………………………………………………………………………………...17
2. CÁLCULOS JUSTIFICATIVOS………………………………………………………………………………………...................22
2.1. COMPRESORES C – 100 Y C – 101 ………………………………………………………………………………………...22
2.1.1. RELACIÓN COMPRESIÓN…………………………………………………………………………….................22
2.1.2. DIMENSIONAMIENTO DE IMPULSOR Y CARCASA…………………………………………………………24
2.1.3. CÁLCULOS………………………………………………………………………………………………………...24
2.1.4. SELECCIÓN DE SELLOS PARA EL ÁRBOL DE COMPRESORES CENTRÍFUGOS…………………...........25
2.1.5. HOJAS DE ESPECIFICACIONES……………………………………………………………………………........27
2.2. REFRIGERADOR E – 100 …………………………………………………….......................................................................32
2.2.1. CÁLCULOS DEL INTERCAMBIADOR E – 100....................................................................................................32
2.2.2. HOJA ESPECIFICACIONES....................................................................................................................................34
2.3. REFRIGERADOR E – 101........................................................................................................................................................36
2.3.1. CONDICIONES ENTRADA Y SALIDA..................................................................................................................36
2.3.2. TIPO DE INTERCAMBIADOR................................................................................................................................36
2.3.3. SELECCIÓN DEL FLUIDO REFRIGERANTE.......................................................................................................36
2.3.4. DISTRIBUCIÓN DE LOS FLUIDOS.......................................................................................................................36
2.3.5. PROCESO GENERAL DE DISEÑO.........................................................................................................................37
2.3.6. RESULTADOS..........................................................................................................................................................38
2.3.7. HOJA DE ESPECIFICACIONES..............................................................................................................................39
2.4. REACTOR R – 100....................................................................................................................................................................41
2.4.1. SELECCIÓN DEL TIPO DE REACTOR..................................................................................................................42
2.4.2. CINÉTICA..................................................................................................................................................................43
2.4.3. ITERACIONES MÉTODO DE EULER....................................................................................................................45
2.4.4. DIMENSIONADO.....................................................................................................................................................46
2.4.5. ESPESOR...................................................................................................................................................................46
2.4.6. HOJA DE ESPECIFICACIONES..............................................................................................................................47
2.5. REFRIGERADOR E – 300........................................................................................................................................................48
2.5.1. ELECCIÓN DEL FLUIDO REFRIGERANTE.........................................................................................................49
2.5.2. DISTRIBUCIÓN DE FLUIDOS Y TIPO DE INTERCAMBIADOR.......................................................................49
2.5.3. PROCESO GENERAL DE DISEÑO.........................................................................................................................51
2.5.4. GEOMETRÍA DEL INTERCAMBIADOR...............................................................................................................53
2.5.5. ESPESOR...................................................................................................................................................................55
2.5.6. HOJA DE ESPECIFICACIONES..............................................................................................................................56
2.6. FLASH V – 100..........................................................................................................................................................................57
2.6.1. CONSIDERACIONES DE DISEÑO.........................................................................................................................59
2.6.2. HOJA DE ESPECIFICACIONES..............................................................................................................................62
2.7. COMPRESOR C – 200..............................................................................................................................................................62
2.7.1. RELACIÓN DE COMPRESIÓN...............................................................................................................................62
2.7.2. ELECCIÓN DEL COMPRESOR...............................................................................................................................63
2.7.3. CÁLCULO DE LA EFICACIA.................................................................................................................................64
2.7.4. MODELO DE COMPRESIÓN..................................................................................................................................64
2.7.5. DIMENSIONAMIENTO DEL IMPULSOR..............................................................................................................65
2.7.6. HOJA DE ESPECIFICACIONES..............................................................................................................................67
2.8. REFRIGERADOR E – 200........................................................................................................................................................69
2.8.1. CONDICIONES DE ENTRADA Y SALIDA...........................................................................................................69
2.8.2. TIPO DE INTERCAMBIADOR................................................................................................................................69
2.8.3. SELECCIÓN DEL FLUIDO REFRIGERANTE.......................................................................................................69
2.8.4. DISTRIBUCIÓN DE LOS FLUIDOS.......................................................................................................................69
2.8.5. PROCESO GENERAL DE DISEÑO.........................................................................................................................69
2.8.6. RESULTADOS..........................................................................................................................................................70
2.8.7. HOJA DE ESPECIFICACIONES..............................................................................................................................71
2.9. COLUMNA DESTILACIÓN T – 100.......................................................................................................................................72
2.9.1. DISEÑO BÁSICO......................................................................................................................................................73
2.9.2. DISEÑO HIDRODINÁMICO....................................................................................................................................76
2.9.3. DISEÑO DE LOS DISPOSITIVOS QUE CONFORMAN LA COLUMNA DE PLATOS.....................................80
2.9.4. DISEÑO MECÁNICO...............................................................................................................................................81
2.9.5. HOJA DE ESPECIFICACIONES..............................................................................................................................87
2
2.10. REHERVIDOR E – 500...........................................................................................................................................................88
2.10.1. SELECCIÓN DEL FLUIDO TÉRMICO.................................................................................................................90
2.10.2. DISTRIBUCIÓN DE FLUIDOS Y TIPO DE INTERCAMBIADOR.....................................................................91
2.10.3. ASIGNACIÓN DE LOS PARÁMETROS GEOMÉTRICOS.................................................................................93
2.10.4. EVALUACIÓN DEL DISEÑO................................................................................................................................94
2.10.5. HIJA DE ESPECIFICACIONES..............................................................................................................................95
2.11. CONDENSADOR E – 400......................................................................................................................................................96
2.11.1. SELECCIÓN DEL MEDIO REFRIGERANTE.......................................................................................................98
2.11.2. DISTRIBUCIÓN DE FLUIDOS Y TIPO DE INTERCAMBIADOR.....................................................................98
2.11.3. ASIGNACIÓN DE LOS PARÁMETROS GEOMÉTRICOS...............................................................................101
2.11.4. EVALUACIÓN DEL DISEÑO..............................................................................................................................102
2.11.5. HOJA DE ESPECIFICACIONES..........................................................................................................................103
2.12. COLUMNA DESTILACIÓN T – 100...................................................................................................................................104
2.12.1. DISEÑO DE LA COLUMNA................................................................................................................................104
2.12.2. HIDRÁULICA DE PLATOS.................................................................................................................................107
2.12.3. DISEÑO MECÁNICO DE LA COLUMNA..........................................................................................................119
2.12.3.1. PARTE DESCRIPTIVA..................................................................................................................................119
2.12.4. HOJA DE ESPECIFICACIONES..........................................................................................................................123
2.13. REHERVIDOR E – 700.........................................................................................................................................................125
2.13.1. ESTIMACIÓN DEL ÁREA REQUERIDA...........................................................................................................126
2.13.2. TIPO DE VAPORIZADOR....................................................................................................................................127
2.13.3. CONFIGURACIÓN GEOMÉTRICA....................................................................................................................129
2.13.4. CÁLCULO DEL CALOR DISPONIBLE..............................................................................................................131
2.13.5. EVALUACIÓN DEL DISEÑO..............................................................................................................................133
2.13.6. HOJA DE ESPECIFICACIONES..........................................................................................................................134
2.14. CONDENSADOR E – 600....................................................................................................................................................135
2.14.1. CÁLCULO DE LA CARGA TÉRMICA...............................................................................................................136
2.14.2. TIPO DE CONDENSADOR..................................................................................................................................137
2.14.3. CONFIGURACIÓN GEOMÉTRICA....................................................................................................................139
2.14.4. COEFICIENTE GLOBAL DE TRANSMISIÓN DE CALOR..............................................................................141
2.14.5. EVALUACIÓN DEL DISEÑO..............................................................................................................................143
2.14.6. HOJA DE ESPECIFICACIONES..........................................................................................................................145
3. PRESUPUESTO...............................................................................................................................................................................147
3.1. PRESUPUESTOS PARCILES CON PRECIOS UNITARIOS...............................................................................................147
3.1.1. COMPRESOR C – 100.............................................................................................................................................148
3.1.2. COMPRESOR C – 101.............................................................................................................................................149
3.1.3. REFRIGERADOR E – 100......................................................................................................................................149
3.1.4. REFRIGERADOR E – 101......................................................................................................................................150
3.1.5. REACTOR R – 100..................................................................................................................................................150
3.1.6. REFRIGERADOR E – 300......................................................................................................................................151
3.1.7. FLASH V – 100........................................................................................................................................................152
3.1.8. COMPRESOR C – 200.............................................................................................................................................152
3.1.9. REFRIGERADOR E – 200......................................................................................................................................152
3.1.10. COLUMNA DESTILACIÓN T – 100...................................................................................................................153
3.1.11. REHERVIDOR E – 500.........................................................................................................................................154
3.1.12. CONDENSADOR E – 400.....................................................................................................................................154
3.1.13. COLUMNA DESTILACIÓN T – 200...................................................................................................................155
3.1.14. REHERVIDOR E – 700.........................................................................................................................................155
3.1.15. CONDENSADOR E – 600.....................................................................................................................................156
3.2. PRESUPUESTO TOTAL........................................................................................................................................................157
4. PLANOS...........................................................................................................................................................................................159
4.1. SITUACIÓN GEOGRÁFICA..................................................................................................................................................159
4.2. EMPLAZAMIENTO................................................................................................................................................................160
4.3. DIAGRAMA DE FLUJO.........................................................................................................................................................161
4.4. DISTRIBUCIÓN EN PLANTA...............................................................................................................................................162
4.5. P & I.........................................................................................................................................................................................163
5. ANEXOS.........................................................................................................................................................................................164
ANEXO I........................................................................................................................................................................................165
ANEXO II......................................................................................................................................................................................166
ANEXO III………………………………………………………………………………………………………………………..168
ANEXO IV………………………………………………………………………………………………………………………..169
ANEXO V……………………………………………………………………………………………………………………...…176
ANEXO VI………………………………………………………………………………………………………………………..184
ANEXO VII……………………………………………………………………………………………………………………….186
ANEXO VIII……………………………………………………………………………………………………………………...188
ANEXO IX………………………………………………………………………………………………………………………..194
3
1. MEMORIA DESCRIPTIVA.
4
1. MEMORIA DESCRIPTIVA.
Este proyecto consiste en la construcción de una planta de fabricación de metanol que
tiene diversas aplicaciones como disolvente, anticongelante, materia prima para la
fabricación de formaldehído y una de sus aplicaciones más reciente es como
biocombustible.
1.1. ANTECEDENTES.
1.1.1. BIOMETANOL.
El biometanol es un combustible que se obtiene a través de la gasificación de cualquier
materia orgánica que contenga carbón, hidrógeno y oxígeno, lo que incluye los residuos
y la basura, también se puede utilizar como materia prima residuos forestales,
subproductos de la fabricación de papel, azúcares e incluso CO2. Esto hace que sea un
biocombustible importante ya que en su fabricación se pueden utilizar diversas
alimentaciones.
Este tipo de combustibles es muy necesario ya que reduciría las emisiones de CO2 a la
atmósfera, que son las causantes del efecto invernadero, a la vez que disminuiría la
dependencia de los productos derivados del petróleo.
Las ventajas del biometanol son que puede ser utilizado en los actuales motores de
combustión interna obligando solo a adaptaciones menores de estos, puede ser
fácilmente mezclado en proporciones variables con los combustibles actualmente
utilizados, puede ser transportado, almacenado y distribuido utilizando básicamente la
infraestructura actualmente en uso y puede utilizarse en pilas de combustible.
1.1.2. METANOL.
CARACTERÍSITICAS GENERALES.
El metanol, también llamado alcohol metílico, es el más sencillo de los alcoholes. Su
fórmula química es CH3OH.
La estructura química del metanol es muy similar a la del agua, con la diferencia de que
el ángulo del enlace C-O-H en el metanol (108.9°) es un poco mayor que en el agua
(104.5°), porque el grupo metilo es mucho mayor que un átomo de hidrógeno.
5
Metanol
Agua
En condiciones normales es un líquido incoloro, de escasa viscosidad y de olor y sabor
frutal penetrante, miscible en agua y con la mayoría de los disolventes orgánicos, muy
tóxico e inflamable. El olor es detectable a partir de los 2 ppm.
Es considerado como un producto petroquímico básico, a partir del cual se obtienen
varios productos secundarios.
Las propiedades más relevantes del metanol, en condiciones normales de presión y
temperatura, se listan en la siguiente tabla:
6
Nombre (IUPAC) sistemático
Metanol
General
Otros nombres
Fórmula
semidesarrollada
Fórmula molecular
Carbinol; Alcohol metílico; Alcohol de madera.
CH3-OH
CH4O
Identificadores
Número CAS
Número RTECS
67-56-1
PC1400000
Propiedades físicas
Estado de agregación
Apariencia
Densidad
Masa
Punto de fusión
Punto de ebullición
Punto de
descomposición
Temperatura crítica
Viscosidad
Líquido
Incoloro
791,8 kg/m3; 0.7918 g/cm3
32.04 u
176 K (-97,16 °C)
337.8 K (64.7 °C)
Acidez (pKa)
Solubilidad en agua
Momento dipolar
Punto de
inflamabilidad
Temperatura de
autoignición
Número RTECS
-273,15 °C
-273,15 °C
0.59 mPa·s a 20 °C.
Propiedades químicas
~ 15.5
totalmente miscible.
1.69 D
Peligrosidad
285 K (12 °C)
658 K (385 °C)
PC1400000
Riesgos
Ingestión
Inhalación
Piel
Ojos
Puede producir ceguera,sordera y muerte
Por evaporación de esta sustancia a 20 °C, puede alcanzarse
bastante rápidamente una concentración nociva en el aire.
Puede producir dermatitis.
Irritación.
Tabla 1.1. Propiedades del metanol en condiciones normales de presión y temperatura.
7
De los puntos de ebullición y de fusión se deduce que el metanol es un líquido volátil a
temperatura y presión atmosféricas. Esto es destacable ya que tiene un peso molecular
similar al del etano (30 g/mol), y éste es un gas en condiciones normales.
El metanol y el agua tienen propiedades semejantes debido a que ambos tienen grupos
hidroxilo que pueden formar puente de hidrógeno. El metanol forma puente de
hidrógeno con el agua y por lo tanto es miscible (soluble en todas las proporciones) en
este disolvente. Igualmente el metanol es muy buen disolvente de sustancias polares,
pudiéndose disolver sustancias iónicas como el cloruro de sodio en cantidades
apreciables.
De igual manera que el protón del hidroxilo del agua, el protón del hidroxilo del
metanol es débilmente ácido. Se puede afirmar que la acidez del metanol es equivalente
a la del agua. Una reacción característica del alcohol metílico es la formación de
metóxido de sodio cuando se lo combina con este.
APLICACIONES.
El metanol tiene una gran variedad de aplicaciones industriales. Su uso más frecuente es
como materia prima para la producción de metil terc-butil éter (MTBE), que es un
aditivo para gasolina. También se usa en la producción de formaldehído, ácido acético,
cloro metanos, metacrilato de metilo, metilaminas, dimetil tereftalato y como disolvente
o anticongelante en pinturas en aerosol, pinturas de pared, limpiadores para
carburadores, y compuestos para limpiar parabrisas de automóviles.
El metanol es un sustituto potencial del petróleo. Se puede usar directamente como
combustible reemplazando la gasolina en las mezclas gasolina-diesel. El metanol tiene
mayor potencial de uso respecto a otros combustibles convencionales debido a que con
esta sustancia se forma menor cantidad de ozono, menores emisiones de contaminantes,
8
particularmente benceno e hidrocarburos aromáticos poli cíclicos y compuestos
sulfurados; además presenta bajas emisiones de vapor. Por otra parte, la posibilidad de
mayores emisiones de formaldehído, su elevada toxicidad y, en el momento, la baja
rentabilidad, favorecen el uso de combustibles convencionales.
Para motores de gasolina, el metanol puro (llamado combustible M100) o mezclas de 3,
15 y 85% de metanol con productos del petróleo convencionales (M3, M15, M85) son
las más comunes. En motores diesel el metanol no se puede usar de forma exclusiva
debido a su bajo octanaje que no permite una apropiada ignición. Por lo tanto, el
metanol se inyecta dentro del cilindro después de la ignición del diesel convencional.
El metanol se usa en sistemas de refrigeración, por ejemplo en plantas de etileno, y
como anticongelante en circuitos de calentamiento y enfriamiento. Sin embargo, su uso
como anticongelante en motores ha disminuido drásticamente gracias al uso de
productos derivados del glicol. El metanol se adiciona al gas natural en las estaciones de
bombeo de las tuberías para prevenir la formación de hidratos de gas a bajas
temperaturas y se puede reciclar después de que se separa del agua. El metanol también
se usa como un agente de absorción en depuradores de gas para remover, por ejemplo,
dióxido de carbono y sulfuro de hidrogeno. Una gran cantidad de metanol se usa como
disolvente. El metanol puro no se usa comúnmente como disolvente, pero se incluye en
mezclas disolventes.
El metanol también se usa en la denitrificación de aguas de desecho, en la aplicación de
tratamientos para aguas residuales, como sustrato en la producción de fermentación de
proteína animal, como hidrato inhibidor en el gas natural, y en la metanólisis de
tereftalato de polietileno de desechos plásticos reciclados.
PRODUCCIÓN Y DEMANDA.
El metanol ocupa el puesto 20 en el ranking de productos químicos más fabricados con
una producción mundial anual de 34.4 MM Tn/año (2005).
La fuente de metanol importante más antigua (alcohol de madera) es la destilación seca
de madera a 350°C, que fue empleada de 1830 a 1930 aproximadamente. En los países
en los cuales la madera es abundante y los productos de madera constituyen una
industria muy importante, el metanol aún se obtiene por medio de este procedimiento.
Sin embargo, el metanol obtenido de la madera contiene más contaminantes,
principalmente acetona, ácido acético y alcohol alílico, que el metanol de grado químico
actualmente disponible.
La moderna producción industrial a escala de metanol está basada exclusivamente en la
conversión catalítica de gases de síntesis presurizados (hidrogeno, monóxido y dióxido
de carbono) en presencia de catalizadores metálicos heterogéneos. Todos los materiales
carbonáceos como coque, gas natural, petróleo y fracciones obtenidas del petróleo
(asfalto, gasolina, compuestos gaseosos) se pueden emplear como materias primas para
la producción de gases de síntesis.
La presión de síntesis requerida depende de la actividad del catalizador metálico
empleado, los catalizadores de cobre, óxido de zinc y alúmina son los más efectivos en
las plantas industriales de metanol. Estos catalizadores permiten la síntesis del producto
9
con una alta selectividad, la mayoría de las veces por encima del 99%, referida a la
adición de COx. Las siguientes impurezas son importantes en la producción de metanol
a gran escala:
1. Formación de alcoholes pesados obtenidos a partir de catalizadores con trazas de
álcali.
2. Hidrocarburos obtenidos usando catalizadores con contenido de hierro, cobalto y
níquel, de acuerdo al proceso de Fischer-Tropsch.
3. Ésteres.
4. Dimetil éter.
5. Cetonas.
Debido a que el metanol es el producto principal, las reacciones en las que se obtienen
subproductos se controlan cinéticamente. Además de la composición del gas de
alimentación y de las características del catalizador, la temperatura y el tiempo de
residencia del catalizador son determinantes en la formación de subproductos, un
incremento en estos parámetros eleva la proporción de subproductos.
Por convención, los procesos están clasificados de acuerdo a la presión utilizada:
procesos a bajas presiones, 50-100 atmósferas; procesos a presiones moderadas, 100200 atmósferas; y procesos a altas presiones, 200-350 atmósferas. Los procesos a altas
presiones emplean catalizadores de óxido de zinc y cromo, pero debido a los costos del
manejo de altas presiones no es económicamente viable. Debido a esto fue necesario
desarrollar una tecnología a bajas presiones, la cual utiliza catalizadores que contienen
óxidos de cobre y zinc usando además aditivos estabilizadores que proporcionan una
selectividad mayor obteniéndose así una pureza superior al 99.5% reduciendo
drásticamente la formación de subproductos e inclusive eliminándolos del todo. Esta
tecnología es la más ampliamente utilizada a nivel mundial y la que he utilizado en el
presente proyecto.
Casi todo el metanol producido en países industrializados como Estados Unidos se
obtiene a partir de gas natural. Una pequeña cantidad de metanol se obtiene como
subproducto de la oxidación de butano en la producción de ácido acético y de la
destilación destructiva de madera para la producción de carbón vegetal.
La composición de metanol obtenido directamente de la síntesis sin purificación o
purificación parcial varía de acuerdo a la síntesis (pe., presión, catalizador). Las
principales impurezas incluyen un 5-20% (en volumen) de agua, alcoholes más grandes
(etanol principalmente), formiato de metilo y esteres mayores, y pequeñas cantidades de
éteres y aldehídos. El metanol es purificado por destilación, la complejidad requerida
depende de la pureza deseada en el metanol y de la pureza del metanol crudo.
10
País
Compañía
Localización
Capacidad
M MT
Ludwigshafen BASF/Lurgi 480
Wesseling
Lurgi
450
Leuna
Lurgi
660
Gelsenkirchen Lurgi
260
100
BASF
DEA
Alemania Leunawerke
BP
Schwarze
Pumpe
Holanda
Noruega
Rumanía
Rusia
BioMCN
Statoil
Viromet
Creova
Tomsk
Gubakha
Togliatti Axot
Togliatti Axot
Angarsk
Petchems
Novomoskovsk
Azot
Novocherkassk
Plant
Nevinnomyssk
Azot
Akron
State
Eslovenia PETROL
Lindava
EUROPA
Proceso
Delfzijl
Victoria
Craiova
Subtotal
ICI
ICI
Lurgi
Lurgi
ICI
ICI
Rio Volga
1950
980
910
180
250
825
1000
300
500
150
Sureste
Liberia
Este Liberia
200
Sur Rusia
150
Sur Rusia
150
Norte Rusia
150
VAR
100
Subtotal 3525
150
160
Sutotal 310
TOTAL 8105
Alimentación Construcción
Gas
Residuos
Residuos
Residuos
1978
1980
1978
1969
GN
GN
GN
GN
GN
GN
1980
1997
1980
1980
1980
1980
Var
Tabla 1.2. Producción actual de metanol en europa.
1.2. OBJETO DEL PROYECTO.
A petición de TRIOXÁN se redacta el siguiente cuyo objeto es el desarrollo de la
Ingeniería Básica de una planta para la fabricación de 365000 Tn/año de metanol grado
A utilizando gas de síntesis como materia prima.
El proyecto lo llevará a cabo la empresa INNOVA para lo que contará con sus mejores
ingenieros.
11
1.3. TITULAR DE LA INDUSTRIA.
El titular de la industria que se proyecta es TRIOXÁN con domicilio social en el Paseo
de la Castellana 273 C.P. 28046 Madrid (España).
1.4. CLASE Y NÚMERO DE LA INDUSTRIA SEGÚN C.N.A.E.
La industria proyectada se incluye dentro del apartado DG-24 del listado de la
CNAE correspondiente a la industria química y, más específicamente, se le asigna el
número 2414 de fabricación de productos básicos de química orgánica.
1.5. EMPLAZAMIENTO DE LA INDUSTRIAL.
El emplazamiento de la industria tiene lugar en la parcela B5 del polígono de Los
Camachos, Calle Bronce, CP:30369, Cartagena, Murcia (España).
1.6. NORMATIVA Y LEGISLACIÓN APLICABLE.
•
REAL DECRETO 825/1993 de 28 de mayo, que determina Medidas
Laborables de Seguridad Social en Industrias.
•
REAL DECRETO 697/1995 de 28 de abril, que desarrolla el Reglamento de
Registro de Establecimientos Industriales.
•
REAL DECRETO 2200/1995 de 28 de diciembre, por el que se aprueba el
Reglamento de la infraestructura para la calidad y la seguridad industrial.
•
REAL DECRETO 314/2006 de 17 de marzo, por el que se aprueba el Código
Técnico de la Edificación (Parte I).
•
ORDEN de 7 de marzo de 1982, por la que se modifica el artículo 65 del
Reglamento de Aparatos Elevadores para obras (motores), así como la ITC
MIE-AEM sobre normas de Seguridad para Construcción e Instalación de
Ascensores Electromecánicos.
•
LEY 31/95 de 8 de noviembre, de prevención de riesgos laborales (incluye las
modificaciones realizadas por la LEY/54/03 de reforma del marco normativo
de la prevención de riesgos laborales).
•
REAL DECRETO 485/97 de 14 de abril, sobre disposiciones mínimas en
materia de señalización de seguridad y salud en el trabajo.
•
REAL DECRETO 47/2007 de 19 de enero, por el que se aprueba el
Procedimiento básico para la certificación de eficiencia energética de edificios
de nueva construcción.
12
•
REAL DECRETO 842/2002 de 2 de agosto, por el que se aprueba el
Reglamento Electrotécnico de Baja Tensión.
•
REAL DECRETO 1110/2007 de 24 de agosto, por el que se aprueba el
Reglamento unificado de puntos de medida del sistema eléctrico.
•
Resolución de 14 de febrero de 1980: Diámetros y espesores mínimos de tubos
de cobre para instalaciones interiores de suministro de agua.
•
REAL DECRETO 919/2006 de 20 de julio, por el que se aprueba el
Reglamento técnico de distribución y utilización de combustibles gaseosos y
sus instrucciones técnicas complementarias ICG 01 a 11.
•
REAL DECRETO 1425/1998, de 3 de julio de 1998, por el que se modifica el
Reglamento sobre clasificación, envasado y etiquetado de preparados
peligrosos, aprobado por el Real Decreto 1078/1993, de 2 de julio.
•
REAL DECRETO 1042/1997, de 27 de junio, por el que se modifica el Real
Decreto 2207/94, de 16 de noviembre, por el que se aprueba la lista de
sustancias permitidas para la fabricación de materiales y objetos plásticos
destinados a entrar en contacto con los alimentos y se regulan determinadas
condiciones de ensayo.
•
LEY 34/2007 de 15 de noviembre, de calidad del aire y protección de la
atmósfera.
•
LEY 1/95, de protección del medio ambiente.
•
LEY 37/2003 de 17 de noviembre, de control del nivel de Ruido.
•
LEY 10/1998 de 21 de abril, de control de Residuos industriales.
•
REAL DECRETO 60/2005 de 21 de enero, por el que se modifica el REAL
DECRETO 1866/2004 de 6 de septiembre, por el que se aprueba el Plan
Nacional de Asignación de Derechos de Emisión, 2005-2007.
•
REAL DECRETO 379/2001 de 6 de abril, por el que se aprueba el
Reglamento de Almacenamiento de Productos Químicos y sus Instrucciones
Técnicas Complementarias MIE-APQ-1, MIE-APQ-2, MIE-APQ-3, MIEAPQ-4, MIE-APQ-5, MIE-APQ-6, MIE-APQ-7.
•
ORDEN de 16 de abril de 1998 sobre normas de procedimiento y desarrollo
del REAL DECRETO 1942/1993 de 5 de noviembre, por el que se aprueba el
Reglamento de Instalaciones de Protección contra Incendios y se revisa el
Anexo I y los Apéndices del mismo.
•
REAL DECRETO 2267/2004 de 3 de diciembre, por el que se aprueba el
Reglamento de seguridad contra incendios en los establecimientos industriales.
•
Orden de 10 de marzo de 1998, por la que se modifica la Instrucción Técnica
Complementaria MIE-AP-5 del Reglamento de Aparatos a Presión sobre
extintores de incendios.
13
•
Orden de 11 de octubre de 1988, por la que se aprueba la Instrucción Técnica
Complementaria MIE-AP-13 del Reglamento de Aparatos a Presión sobre
intercambiadores de calor de placas.
•
LEY del Suelo de la Comunidad Autónoma de Murcia.
•
Plan General de Ordenamiento Urbano.
1.7. TERRENOS Y EDIFICACIONES.
La instalación se encuentra ubicada en una parcela de 2800 m2 (70 x 40 m) de superficie
útil que está anexa a una planta de reformado de gas natural que proporciona el gas de
síntesis.
Como recoge la Red Natura 2000, dicha zona queda excluida de ser una ZEPA o un
LIC. Además, con la aplicación de la Ley del Suelo de la Comunidad Autónoma de
Murcia, se permite la implantación de la planta en dicho lugar.
Ateniéndose al Plan General de Ordenamiento Urbano (PGOU), se concede la libertad
para dar uso industrial al citado emplazamiento, previa elaboración de la Evaluación de
Impacto Ambiental Correspondiente.
1.8. PROCESO INDUSTRIAL.
El proceso industrial de la instalación proyectada tiene como fin la obtención de 365000
Tn/año de metanol grado A tomando como alimentación gas de síntesis procedente de
una unidad de reformado con vapor que se le ajusta la proporción CO/H2 con un exceso
de hidrógeno para desplazar el equilibrio de producción de metanol. Dicha alimentación
se produce a 530 K y 20 atm, obteniéndose el producto en dos corrientes una a 2 atm
356 K y otra a 2 atm y 363 K.
14
Figura 1.1. Diagrama de flujo del proceso.
1.9. MAQUINARIA E INSTALACIONES.
Esta planta de producción de metanol constará de un condensador C-100 encargado de
elevar la presión desde 20 atm a 60 atm aumentando también la temperatura hasta 738
K, un intercambiador E-100 que disminuye la temperatura hasta 500 K, otro
condensador C-101 que eleva la presión hasta 100 atm que es lo necesario para que se
produzca la reacción y también se aumenta la temperatura hasta 585 K y posteriormente
se vuelve a bajar hasta 523 K en el intercambiador E-101. Con estas condiciones ya
puede entrar en el reactor R-100 donde se produce la reacción para la producción del
metanol, en el reactor se aumenta la temperatura hasta 738 K y posteriormente se
disminuye en el intercambiador E-300 hasta 345 K. Las siguientes unidades son de
separación y purificación del metanol ya que ahora lo tenemos mezclado con diversos
subproductos. En el flash, unidad V-100, se produce la separación de la mayor cantidad
posible de metanol que se va por el fondo y lo demás sale por la cabeza y se vuelve a
recircular pasando primero por un condensador C-200 que hace que la presión aumente
de 80 atm a 100 atm y la temperatura de 298 K a 317 K, para alcanzar las condiciones
de entrada en el reactor se coloca un intercambiador E-200 para aumentar la
temperatura hasta 523 K. Los productos de cola del flash pasan a una columna T-100,
que llevará incorporado un rehervidor E-500 y un condensador E-400, donde se produce
la primera destilación eliminándose por cabeza el monóxido de carbono, el hidrógeno,
el metano, el dióxido de carbono, el etano y casi toda la acetona; los productos de cola
de esta columna pasan a otra T-200, que llevará a su vez otro rehervidor E-700 y un
condensador E-600, donde se separa el metanol del etanol y del agua.
1.10. PRODUCTOS UTILIZADOS.
La alimentación utilizada, como ya se ha especificado, será el gas de síntesis procedente
de una unidad de reformado con vapor que se le ajusta la proporción CO/H2 con un
exceso de hidrógeno para desplazar el equilibrio de producción de metanol. La corriente
procedente de la unidad de reformado tiene la siguiente composición:
COMPONENTE
CO
Hidrógeno
Metano
CO2
%MOLAR
15
73
9
3
15
Tabla 1.3. Composición de la alimentación.
1.11. PRODUCTOS OBTENIDOS.
El producto que queremos conseguir es metanol grado A, pero la conversión es
pequeña, del 40%. Tenemos tres corrientes de salida cuya composición es la siguiente:
•
Corriente 18: purga del flash con cabeza de columna de destilación T-100.
Componente
Fracción molar
0,106972
Monóxido de carbono
0,7427283
Hidrógeno
0,0020202
Metanol
0,110838
Metano
0,0371675
Dióxido de carbono
4,71586·10-6
Agua
0,0001424
Etano
6,3346·10-5
Dimetil éter
7,7350·10-7
Etanol
6,27156·10-5
Acetona
Tabla 1.4. Composición corriente 18
•
Corriente 22: corriente que sale por la cabeza de la columna T-200.
Componente
Fracción molar
0
Monóxido de carbono
0
Hidrógeno
0,9890105
Metanol
0
Metano
0
Dióxido de carbono
0,01072225
Agua
0
Etano
3,538854·10-17
Dimetil éter
0,0002593996
Etanol
7,82681·10-6
Acetona
Tabla 1.5. Composición corriente 22.
16
•
Corriente 21:corriente que sale por la cola de la columna T-200.
Componente
Fracción molar
0
Monóxido de carbono
0
Hidrógeno
0,5634586
Metanol
0
Metano
0
Dióxido de carbono
0,4018137
Agua
0
Etano
0
Dimetil éter
0,03472772
Etanol
4,563002·10-11
Acetona
Tabla 1.6. Composición corriente 21.
1.12. SEGURIDAD.
En cuanto a la seguridad, además de elaborar el Estudio básico de Seguridad, el
Estudio de Seguridad e Higiene y el Plan de Seguridad se procede a la especificación de
determinadas características del producto a tener en cuenta a la hora de la seguridad de
la planta.
PROCEDIMIENTOS Y PRECAUCIONES RELATIVOS A LA MANIPULACIÓN Y
AL ALMACENAMIENTO DEL METANOL.
Al ser considerado como inflamable de primera categoría, las condiciones de
almacenamiento y transporte deberán ser extremas.
Está prohibido el transporte de alcohol metílico sin contar con los recipientes
especialmente diseñados para ello. La cantidad máxima de almacenamiento de metanol
en el lugar de trabajo es de 200 litros.
Las áreas donde se produce manipulación y almacenamiento de metanol deberán estar
correctamente ventiladas para evitar la acumulación de vapores. Además el suelo será
impermeable, con la pendiente adecuada y con canales de escurrimiento. Si la
iluminación es artificial deberá ser antiexplosiva, prefiriéndose la iluminación natural.
Así mismo, los materiales que componen las estanterías y artefactos similares deberán
ser antichispa.
17
Las distancias entre el almacén y la vía pública será de tres metros para 1000 litros de
metanol, aumentando un metro por cada 1000 litros más de metanol. La distancia entre
dos almacenes similares deberá ser el doble de la anterior.
Con respecto a la manipulación se debe evitar el contacto con los ojos, y la piel. Evitar
respirar los vapores. Utilizar herramientas de toma-muestras de material antideflagrante.
Poner a tierra las líneas, recipientes, y otros equipos utilizados durante los trasvases de
producto a fin de evitar la formación de cargas estáticas y el peligro subsiguiente de
generación de chispas.
MEDIDAS QUE DEBEN TOMARSE EN CASO DE VERTIDO ACCIDENTAL.
Precauciones individuales: Durante todas las operaciones utilizarse guantes de goma y
gafas de seguridad, por la posibilidad de incendio también se debe llevar chaqueta
impermeable, botas y casco con pantalla protectora.
Precauciones para la protección del medio ambiente: Si se puede hacer sin riesgo,
obturar la fuga. Impedir que el líquido derramado alcance alcantarilladlo, cursos de
agua, vegetación y etc.
Métodos de limpieza: Substancia absorbente inerte (arena).
MEDIDAS DE LUCHA CONTRA INCENDIOS.
Medios de extinción adecuados: Agua, CO2, Espuma, Polvo químico seco.
Medios de extinción que no deben utilizarse: El agua pulverizada se puede utilizar pero
se recomienda no utilizar agua a presión debido a que este sistema tiende a extender el
líquido inflamado y por consiguiente a extender el fuego. El medio más adecuado para
incendios de vertidos importantes o de tanques de almacenamiento es la espuma de tipo
“Alcohol”.
Riesgos particulares derivados de la exposición a la sustancia o a sus productos de
combustión: En caso de incendio en un lugar cerrado es necesario utilizar aparatos de
respiración autónoma que también deben estar disponibles en caso de incendio en una
zona exterior.
Equipo de protección especial para lucha contra incendios: El personal de la lucha
contra incendios debe llevar quipo de protección normal: chaqueta impermeable botas,
guantes y casco con pantalla protectora.
RIESGOS PARA EL HOMBRE.
Ingestión: Tos, dolor de cabeza, sopor, espasmos abdominales, diarrea, pudiendo llevar
a ataques de furia, antes de llegar al coma. Es la forma más grave de intoxicación,
debido a que el metanol tiene efectos acumulativos y es eliminado muy lentamente por
el organismo. Puede afectar al hígado y causar polineuritis o neuritis retrobulbares.
18
Inhalación: Irritación de la nariz, y tracto respiratorio. Tienes efectos anestésicos y
afectos al sistema nervioso central incluyendo excitación y euforia.
Contacto con piel: Un contacto repetido y prolongado puede causar irritación moderada,
enrojecimiento, escozor, dermatitis inflamatoria, y posible infección secundaria.
Contacto con los ojos: Puede causar irritación severa, enrojecimiento, lagrimeo, visión
borrosa y conjuntivitis.
Primeros auxilios.
Ingestión: La ingestión de metanol significa un serio problema para la vida, y requiere
atención médica inmediata. Sólo si la persona que ha ingerido metanol está consciente
provocar el vomito.
Inhalación: Llevar a la persona afectada de la zona contaminada a una zona libre de
vapores. Debido a la aparición de efectos retardados para la salud es imprescindible
obtener atención médica. Si la inhalación ha sido muy intensiva puede ser necesario
aplicar respiración artificial y oxígeno antes de poner al afectado bajo atención médica.
Contacto la piel: Quitar la ropa contaminada y lavar la piel con agua y jabón.
Contacto con los ojos: Lavar con abundante agua y obtener atención médica.
CONTROLES DE EXPOSICIÓN.
Valores límite de exposición
Exposición aguda: La sustancia irrita los ojos, la piel y el tracto respiratorio. La
sustancia puede causar efectos en el sistema nervioso central, dando lugar a una pérdida
del conocimiento. La exposición por ingestión puede producir ceguera y sordera. Los
efectos pueden aparecer de forma no inmediata. Se recomienda vigilancia médica.
Exposición crítica: El contacto prolongado o repetido con la piel puede producir
dermatitis. La sustancia puede afectar al sistema nervioso central, dando lugar a dolores
de cabeza persistentes y alteraciones de la visión.
Protección respiratoria: Sistemas de ventilación adecuados si la concentración de
metanol en el lugar de trabajo alcanza el valor de TLV. Utilizar máscara de protección
con filtro adecuado para el metanol.
Protección de las manos: Guantes de goma.
Protección de los ojos: Gafas de Seguridad.
Protección cutánea: Utilizar ropa de trabajo completa.
RIESGOS PARA EL MEDIOAMBIENTE.
En la BRD está clasificado como WGK1 de sustancias contaminantes de acuíferos.
19
20
21
2. CÁLCULOS JUSTIFICATIVOS.
22
2. CÁLCULOS JUSTIFICATIVOS.
2.1. COMPRESORES C-100 y C-101.
T. entrada (ºC)
257
Características del proceso
P. entrada (bar)
P. salida (bar)
20
100
2.1.1. RELACIÓN DE COMPRESIÓN.
Partimos de una aspiración a 20 atmosferas y tenemos que elevar esa presión hasta los
100 bares. El primer paso es averiguar la relación de compresión y ver el número de
compresores que necesitaremos para elevar esa presión.
Al ser la relación mayor que 4 hay que poner al menos, 2 compresores, para esto
usamos la siguiente fórmula:
lo que nos da una N=2
Con esta N=2 determinamos la relación de compresión de los compresores.
Y ahora podemos determinar la Presión intermedia entre etapas (Pi)
Lo que nos da una presión de descarga para el primer compresor de 45 atm. Y 100 del
segundo.
Al ser un compresor centrífugo trabajamos con una compresión isoentrópica.
En la figura obtenemos la eficiencia (13,78 m3/s). ηs = 0.74
23
Fig. 2.1. Cálculo de la eficiencia en compresor centrífugo.
CHEMCAD nos facilita el trabajo al calcular por nosotros varios datos como son la
potencia, el trabajo, temperatura de salida, etc. En la ventana de dialogo del compresor
introducimos el tipo de compresión; en este caso, al ser un compresor centrifugo
utilizaremos una compresión politrópica. También introducimos la presión de descarga
y la eficiencia, y el programa hace el resto. Esto se puede apreciar en la figura siguiente:
Fig. 2.2. Cuadro de diálogo de CHEMCAD.
Los datos obtenidos se muestran a continuación en la siguiente tabla:
24
T. salida (ºC)
Trabajo ideal (MJ)
Trabajo real (MJ)
Potencia generada (kW)
Pérdidas sellos (3%)
Potencia real
450.8
90219
126668
35191.10
1055.73
36246.83
Tabla 2.1. Datos generados por CHEMCAD.
CHEMCAD nos calcula la potencia generada, pero necesitamos la potencia real, que es
la suma de la potencia generada más la de las pérdidas de los sellos; estás pérdidas están
en torno al 3% de la potencia generada.
2.1.2 DIMENSIONAMIENTO DE IMPULSOR Y CARCASA:
A partir de nuestro caudal que es de 29019.5 ft3/min podemos seleccionar el tamaño
nominal del impulsor de la tabla siguiente.
Tamaño
nominal
Límites de flujo
(ft3/min)
Coeficiente de
carga*,
promedio, µ
Diámetro
nominal
impulsor, D, (In)
1
2
3
4
5
6
7
800 a 2000
1500 a 7000
4000 a 12000
6000 a 17000
8000 a 35000
35000 a 65000
65000 a 100000
0,48
0,49 a 0,50
0,50 a 0,51
0,51 a 0,52
0,51 a 0,52
0,53
0,54
14 a 16
17 a 19
21 a 22
24
32
42 a 45
54 a 60
*Con base en impulsores con álabes de inclinación inversa; los de álabes
radiales tienen valores más altos.
El tamaño nominal es 5, con unos límites de flujo entre 8000 a 35000 ft3/min., con
µ=0.51 de coeficiente de carga y Diámetro nominal del impulsor D=32 in.
2.1.3. CÁLCULOS:
Tenemos que calcular el trabajo de compresión politrópica, ya que es necesario para
calcular el número de etapas que tendrá el compresor.
La potencia son 96243305748,5507 lb·ft/h y el caudal másico es 418519.0938 lb/h
(datos CHEMCAD), lo que nos da un trabajo de compresión politrópica de
229961.565 ft.
El número de etapas es:
25
Wp ⋅ g 229961.565 ⋅ 32.2
=
= 22.13
810 2 ⋅ 0.51
U2 ⋅µ
Lo que nos da un número de 23 etapas.
Para calcular la velocidad de rotación del eje usamos la expresión:
Net =
Siendo U=810 ft/s. y D=32 in.
Usaremos motores de 1800 rpm con engranajes para aumentar la velocidad. La
regulación de la capacidad del compresor será con aspas de guía de admisión (la más
eficiente).
2.1.4. SELECCIÓN DE SELLOS PARA EL ÁRBOL DE COMPRESONRES
CENTRÍFUGOS.
Optaremos por cierres dobles de película de aceite, ya que el hidrógeno es un gas muy
inflamable y debemos evitar las fugas de producto al exterior. El cierre está compuesto
por dos caras, una interna que está en contacto con el producto, y otra externa que está
en contacto con la atmósfera. Entre las dos caras tenemos un líquido barrera (aceite
multigrado térmico).
26
Figura 2.3. Diagrama de botellón al cierre.
El aceite multigrado circula entre los dos cierres; un aumento en el nivel del botellón
indica una fuga en el cierre interno, o lo que es lo mismo, una fuga del producto que
estamos comprimiendo. Por el contrario, la pérdida de aceite en el botellón nos indicaría
el mal funcionamiento del cierre externo, con la consiguiente pérdida de aceite al
exterior. De esta manera nos aseguramos que no haya fugas de gas a la atmósfera. El
botellón está conectado por su parte superior a un depósito de sucios, donde descargan
todas las seguridades de la unidad.
En la siguiente tabla se muestran los datos de cada uno de los compresores:
T. entrada (ºC)
T. salida (ºC)
P. entrada (bar)
P. salida (bar)
Eficiencia (%)
Trabajo ideal (MJ)
Trabajo real (MJ)
Potencia generada (kW)
Pérdidas sellos (3%)
K-100
257
450,8
20
45
74
90.219
126.668
35.191,10
1.055,73
K-101
227
384,24
45
100
74
84.693,30
118.938
33.038,20
991,146
27
Potencia real (kW)
Límites de flujo (ft3/min)
Coeficiente de carga (µ)
Diámetro nominal (in)
Compresión politrópica
(ft)
Número de etapas
Velocidad de rotación
del eje (rpm)
36.246,83
8.000 a 35.000
0,51
32
34.029,35
8.000 a 35.000
0,51
32
229.961,57
23
215.893,11
21
5.796,56
5.796,56
Tabla 2.3. Datos de diseño de K-100 y K-101.
2.1.5. HOJAS ESPECIFICACIONES.
Compresor C-100.
28
1
2
APLICABLE PARA:
PETICION OFERTA
PEDIDO
COMO CONSTRUIDO
E.L.L.
Revis.:
C.L.F.V.
Aprob.:
3
4
LOCALIDAD
Cartagena
5
SERVICIO
Compresión de gas de carga
6
FABRICANTE Siemens
7
NOTAS: INFOR. FACILITADA POR:
Realiz:
FECHA: JUNIO-04
REV.: 01
HD-K-0201-01.xls
MODELO
STC-SH
N° DE SERIE
COMPRADOR
FABRICANTE
CONDICIONES DE OPERACIÓN
(Todos los datos son por cada maquina)
Normal
A
8
9
10
11
Tipo de gas (ver tambien pagina …..)
12
m3/h (1.013 bar & 0 °C seco)
Caudal masico, Kg/h (humedo) (seco)
13
ITEM
N° DE COMPRESOR REQUERIDOS 1
TAMAÑO Y TIPO Centrifugo
FABRICANTE O COMPRADOR
Otras Condiciones
C
B
D
E
Mezcla de
hidrocarburos
504.307,07
189.837,10
14
15
16
CONDICIONES ASPIRACIÓN:
17
Presión (Bar abs)
20
18
Temperatura (°C)
256,85
19
Humedad relativa %
20
21
Peso molecular (kg/kmol)
Cp/Cv (K1) ó (Kpromedio)
22
Compresibilidad (Z1) ó (Zpromedio) (Nota 1)
23
Caudal de entrada, (m3/h) (Humedo / seco)
---8,34
1,34687
1,0079
504.307,07
24
25
CONDICIONES DESCARGA:
26
Presión (Bar abs)
27
28
Temperatura (°C)
Cp/Cv (K1) ó (Kpromedio) (Nota 1)
29
Compresibilidad (Z1) ó (Zpromedio) (Nota 1)
1,0147
30
Potencia politrópica de compression, kW
25.060,80
31
Potencia absorbida por el tren de compresión, kW
35.191,10
Potencia requerida (incluidas pérdidas mecánicas), kW
Velocidad (rpm)
36.246,83
34
35
Turndown %
36
37
Caudal de bombeo estimado, m3/h (A vel. indicada arriba)
Altura politropica (N-m/Kg)
38
Rendimiento politrópico (%)
74
39
Punto de garantía
----
40
N° de curva de prestaciones
----
45
450,74
1,34687
HOJA DE DATOS
FICHERO N°
32
33
5.796,56
504.307,07
41
42
43
CONTROL DE PROCESO:
44
Método:
45
Estrangulación asp.
(bar abs)
Desde
46
Hasta
Entrada Variable
por alabes guia
(bar abs)
Velocidad variable
Desde
(%)
Venteo en
la impulsión
Bypass refriger.
De
Hasta
(%)
a
A
47
DIRECCION TECNICA - MÁQUINAS
48
Señal:
Fuente:
49
Tipo:
50
Rango
Transmisor de presión y Temperatura
Electronica
4 -1 2
Neumatica
mA
3 - 15
Controlador
Lógica
Otras
(bar g)
51
52 Alcance sistema anti-bombeo:
Válvula
Elementos primarios
Especificación válvula
53
54 NOTAS: 1. Si se facilita el analisis del gas, el fabricante debe suministrar los datos. En cualquier otro caso,
55 éstos serán suministrados por el usuario.
56
57
58
FICHERO PLANO
59
P.M.G.L.
METANOL
61
CONTRATISTA
62
63
DIRECCION DE INGENIERIA
REALIZADO
60
APROBADO
0
Compresor de carga K-100
SEP. 09
P.M.G.L.
C.G.S.
C.G.S
I.R.M., S.A.
PROYECTO
REV.
DESCRIPCIÓN
FECHA
REAL.
APROB.
V° B° CLIENTE
R.P.G.
64
NOMBRE ANEXO / TITULO DEL PLANO
Planta de Metanol
CLIENTE / COMPLEJO
TRIOXÁN S.A.
Paseo de la Castellana 273, C.P. 28.046
Madrid/
Poligono de los Camachos, parcela B5
HOJA DE DATOS DE 426 - K -100
ANEXO
ESP.
E
HOJA DE DATOS DE COMPRESSORES CENTRIFUGOS Y AXIALES
N° DE PLANO
PFC-K-100
HOJA
REV.
1
0
N° HD-K-0201.01 Hoja 1 de 2
29
A.O.R.
2
FECHA: JUNIO-04
Realiz:
E.L.L.
Revis.:
C.L.F.V.
Aprob.:
3
REV.: 01
CONDICIONES DE OPERACIÓN (Continuación)
1
Analisis del Gas:
Mol %
Normal
4
Otras Condiciones
A
B
C
D
Observaciones:
E
PM
5
Aire
28,966
----
6
Oxigeno
32,000
----
7
Nitrogeno
28,016
----
8
Vapor de agua
18,016
----
9
Monoxido Carbono
28,010
15
10 Dioxido Carbono
11 Sulfuro Hidrogeno
12 Hidrogeno
13 Metano
44,010
3
34,076
----
2,016
73
16,042
9
14 Etileno
15 Etano
28,052
----
30,068
----
16 Propileno
17 Propano
42,078
----
44,094
----
18 I-Butano
19 n-Butano
58,120
----
58,120
----
20 I-Pentano
21 n-Pentano
72,146
----
72,146
22 Hexano plus
23 Agentes corrosivos
----------
24
HOJA DE DATOS
FICHERO N°
HD-K-0201-01.xls
25 Total
26 Peso molecular (Promedio)
27
28
CARCASA:
Modelo STC-SH
IMPULSORES:
N° 23
29
Carcasa partida
N° álabes por impulsor
30
Material
31
32
Espesor (mm)
7
Máxima presion admisible
33
Presión de prueba:
Si, radialmente
Acero al carbono
34
Sobreesp. Corr. (mm) 10
51,75
(barg)
55
Hidrostática
(barg)
Helio
35
Máxima temperatura admisible
36
Mínima temperatura de operación
37
Máxima temperatura de operación
38
Caudal max. de carcasa (m3/h)
55
(barg)
517,5
470
Diametros
14
32"
Tipo (abierto, cerrado, ...)
Cerrado
Método fabricación
Mecanizados y soldados
Material
Acero aleado
Límite elástico mínimo, MPa
°C
Dureza brinnel: Máx.
°C
Anchura extremo ál abes, mm
Mi n.
70
°C
N° Mach max @ oido impulsor
0.65
550.000
Max. altura diferencial @ 100% vel. (KJ/Kg)
39
40
Tarado valvula de alivio
41
Ensayos en soldaduras inaccessibles
42 NOTAS:
43 diferencial.
51,75
(Barg)
Se montará un filtro permanente desmontable en la aspiración de cada etapa, con manómetro
44
45
46
DIRECCION TECNICA - MÁQUINAS
47
48
49
50
51
NOMBRE ANEXO / TITULO DEL PLANO
CLIENTE / COMPLEJO
TRIOXÁN S.A.
Paseo de la Castellana 273, C.P. 28.046
Madrid/
Poligono de los Camachos, parcela B5
HOJA DE DATOS DE 426 - K -100
ANEXO
ESP.
E
HOJA DE DATOS DE COMPRESSORES CENTRIFUGOS Y AXIALES
N° DE PLANO
PFC-K-100
HOJA
REV.
2
0
N° HD-K-0201.01 Hoja 2 de 2
Compresor C-101.
30
1
2
APLICABLE PARA:
PETICION OFERTA
PEDIDO
COMO CONSTRUIDO
E.L.L.
Revis.:
C.L.F.V.
Aprob.:
3
4
LOCALIDAD
Cartagena
5
SERVICIO
Compresión de gas de carga
6
FABRICANTE Siemens
7
NOTAS: INFOR. FACILITADA POR:
Realiz:
FECHA: JUNIO-04
REV.: 01
HD-K-0201-01.xls
MODELO
STC-SH
N° DE SERIE
COMPRADOR
FABRICANTE
CONDICIONES DE OPERACIÓN
(Todos los datos son por cada maquina)
Normal
A
8
9
10
11
Tipo de gas (ver tambien pagina …..)
12
m /h (1.013 bar & 0 °C seco)
Caudal masico, Kg/h (humedo) (seco)
13
ITEM
N° DE COMPRESOR REQUERIDOS 1
TAMAÑO Y TIPO Centrifugo
FABRICANTE O COMPRADOR
Otras Condiciones
B
C
D
E
Mezcla de
hidrocarburos
3
504.307,07
189.837,10
14
15
16
CONDICIONES ASPIRACIÓN:
17
Presión (Bar abs)
45
18
Temperatura (°C)
227
19
Humedad relativa %
20
21
Peso molecular (kg/kmol)
Cp/Cv (K1) ó (Kpromedio)
22
Compresibilidad (Z1) ó (Zpromedio) (Nota 1)
23
Caudal de entrada, (m /h) (Humedo / seco)
---8,34
1,35744
1,0183
3
504.307,07
24
25
CONDICIONES DESCARGA:
26
Presión (Bar abs)
27
28
Temperatura (°C)
Cp/Cv (K1) ó (Kpromedio) (Nota 1)
29
Compresibilidad (Z1) ó (Zpromedio) (Nota 1)
1,0353
30
Potencia politrópica de compression, kW
23.525,90
31
Potencia absorbida por el tren de compresión, kW
33.038,20
Potencia requerida (incluidas pérdidas mecánicas), kW
Velocidad (rpm)
34.029,35
34
35
Turndown %
36
37
Caudal de bombeo estimado, m /h (A vel. indicada arriba)
Altura politropica (N-m/Kg)
38
Rendimiento politrópico (%)
74
39
Punto de garantía
----
40
N° de curva de prestaciones
----
100
384,24
1,35744
HOJA DE DATOS
FICHERO N°
32
33
5.796,56
3
504.307,07
41
42
43
CONTROL DE PROCESO:
44
Método:
45
Estrangulación asp.
(bar abs)
Desde
46
Hasta
Entrada Variable
por alabes guia
(bar abs)
Velocidad variable
Desde
(%)
Venteo en
la impulsión
Bypass refriger.
De
Hasta
(%)
a
A
47
DIRECCION TECNICA - MÁQUINAS
48
Señal:
Fuente:
49
Tipo:
50
Rango
Transmisor de presión y Temperatura
Electronica
4 -1 2
Neumatica
mA
3-9
Controlador
Lógica
Otras
(bar g)
51
52 Alcance sistema anti-bombeo:
Válvula
Elementos primarios
Especificación válvula
53
54 NOTAS: 1. Si se facilita el analisis del gas, el fabricante debe suministrar los datos. En cualquier otro caso,
55 éstos serán suministrados por el usuario.
56
57
58
FICHERO PLANO
59
P.M.G.L.
METANOL
61
CONTRATISTA
62
63
DIRECCION DE INGENIERIA
REALIZADO
60
APROBADO
0
Compresor de carga K-100
SEP. 09
P.M.G.L.
C.G.S.
C.G.S
I.R.M., S.A.
PROYECTO
REV.
DESCRIPCIÓN
FECHA
REAL.
APROB.
V° B° CLIENTE
R.P.G.
64
NOMBRE ANEXO / TITULO DEL PLANO
Planta de Metanol
CLIENTE / COMPLEJO
TRIOXÁN S.A.
Paseo de la Castellana 273, C.P. 28.046
Madrid/
Poligono de los Camachos, parcela B5
HOJA DE DATOS DE 426 - K -101
ANEXO
ESP.
E
HOJA DE DATOS DE COMPRESSORES CENTRIFUGOS Y AXIALES
N° DE PLANO
PFC-K-101
HOJA
1
REV.
0
N° HD-K-0201.01 Hoja 1 de 2
31
A.O.R.
2
FECHA: JUNIO-04
Realiz:
E.L.L.
Revis.:
C.L.F.V.
Aprob.:
3
REV.: 01
CONDICIONES DE OPERACIÓN (Continuación)
1
Analisis del Gas:
Mol %
Normal
4
Otras Condiciones
A
B
C
D
Observaciones:
E
PM
5
Aire
28,966
----
6
Oxigeno
32,000
----
7
Nitrogeno
28,016
----
8
Vapor de agua
18,016
----
9
Monoxido Carbono
28,010
15
10 Dioxido Carbono
11 Sulfuro Hidrogeno
44,010
3
34,076
----
12 Hidrogeno
13 Metano
2,016
73
16,042
9
14 Etileno
15 Etano
28,052
----
30,068
----
16 Propileno
17 Propano
42,078
----
44,094
----
18 I-Butano
19 n-Butano
58,120
----
58,120
----
20 I-Pentano
21 n-Pentano
72,146
----
72,146
22 Hexano plus
23 Agentes corrosivos
----------
24
HOJA DE DATOS
FICHERO N°
HD-K-0201-01.xls
25 Total
26 Peso molecular (Promedio)
27
28
CARCASA:
Modelo STC-SH
IMPULSORES:
N° 21
29
Carcasa partida
N° álabes por impulsor
30
Material
31
32
Espesor (mm)
7
Máxima presion admisible
33
Presión de prueba:
Si, radialmente
Acero al carbono
34
Sobreesp. Corr. (mm) 10
115
(barg)
125
Hidrostática
(barg)
Helio
35
Máxima temperatura admisible
36
Mínima temperatura de operación
37
Máxima temperatura de operación
38
Caudal max. de carcasa (m /h)
3
125
450
400
(barg)
Diametros
14
32"
Tipo (abierto, cerrado, ...)
Cerrado
Método fabricación
Mecanizados y soldados
Material
Acero aleado
Límite elástico mínimo, MPa
°C
Dureza brinnel: Máx.
°C
Anchura extremo ál abes, mm
Mi n.
70
°C
N° Mach max @ oido impulsor
0.8
550.000
Max. altura diferencial @ 100% vel. (KJ/Kg)
39
40
Tarado valvula de alivio
41
Ensayos en soldaduras inaccessibles
42 NOTAS:
43 diferencial.
115
(Barg)
Se montará un filtro permanente desmontable en la aspiración de cada etapa, con manómetro
44
45
46
DIRECCION TECNICA - MÁQUINAS
47
48
49
50
51
NOMBRE ANEXO / TITULO DEL PLANO
CLIENTE / COMPLEJO
TRIOXÁN S.A.
Paseo de la Castellana 273, C.P. 28.046
Madrid/
Poligono de los Camachos, parcela B5
HOJA DE DATOS DE 426 - K -101
ANEXO
ESP.
E
HOJA DE DATOS DE COMPRESSORES CENTRIFUGOS Y AXIALES
N° DE PLANO
PFC-K-101
HOJA
REV.
2
0
N° HD-K-0201.01 Hoja 2 de 2
32
2.2. REFRIGERADOR E-100
2.2.1. CALCULO DEL INTERCAMBIADOR E-100
En la práctica, CHEMCAD nos ahorra muchísimo trabajo del explicado antes. El
programa se encarga de realizar todos los cálculos, ahorrándonos gran cantidad de
tiempo.
Primeramente debemos introducir las temperaturas de las dos corrientes, la que circula
por carcasa y por tubos. El agua, al tener un factor de ensuciamiento mayor que nuestra
mezcla de gases, circulará por tubos, los cuales tienen mayor facilidad para limpiarse
que la carcasa. Las características de las corrientes son:
Carcasa
Entrada
Salida
Temperatura
(K)
Presión (atm)
723,88
45
500
45
Tubos
Entrada
Salida
296
4
313
---
Tabla 2.4. Datos iniciales.
Al ser la del agua una corriente nueva, debemos decirle a CHEMCAD sus
características más relevantes.
33
Una vez hecho esto, CHEMCAD nos calcula las composiciones de la corriente por
tubos y carcasa.
Además nos proporciona la curva calorífica del intercambiador:
Como se puede apreciar en la gráfica la temperatura de la carga desciende desde los 723
K hasta los 500 K que le habíamos indicado al comienzo. La temperatura del agua
apenas si sufre variación aumentando solo 17 ºC.
Después de esto entramos en las especificaciones generales, en las que tenemos que
elegir la clase TEMA, en este caso TEMA R y las tres partes que componen el
intercambiador que son, el cabezal estacionario (TEMA A), la carcasa (TEMA E) y el
cabezal de retorno (TEMA L).
34
Hay más tipos, pero estos son los que mejor se adaptan a nuestras necesidades.
A partir de aquí CHEMCAD nos va pidiendo datos para completar el diseño del equipo,
aunque lo recomendable es dejarlo como está ya que luego podremos modificar
cualquiera de esos datos dependiendo del resultado obtenido. Los límites están
impuestos por las bases de diseño explicadas anteriormente.
Los mayores problemas se tuvieron a la hora de disminuir la velocidad de paso del agua
por los tubos, teniendo que aumentar el diámetro de estos a 1” y el número de pasos a
uno. Los datos del intercambiador se incluyen en la hoja de especificaciones del mismo.
2.2.2. HOJA ESPECIFICACIONES.
35
Aprob.:
AOR
1
2
REV ITEM Nº:
Requisición / Pedido Nº:
3
Superficie/Unidad total:
4
Nº Carcasas/Unidad:
Superficie/Carcasa (total/efectiva):
1
Conectadas
5
Paralelo:
Serie:
Lado Carcasa
MGD
Revis.:
EBA
Realiz:
Fecha: JUNIO 2004
REV.: 01
7
HD-E-0100.01-01.xls
FICHERO N°
Entrada
8
Denominación del Fluido
9
Flujo Total de Fluido
Lado Tubos
Salida
Entrada
Carga
kg/h
Salida
CWR
189.837,10
2.332.173
10
Vapor
kg/h
189.837,10
189.837,10
----
----
11
Líquido
kg/h
----
----
----
----
12
Vapor de Agua
kg/h
----
----
----
----
13
Agua
kg/h
----
----
2.332.173
2.332.173
Incondensables
kg/h
----
----
----
----
°C
450,74
226,85
22,85
39,85
kg/m3
cP
6,299
9,088
997,226
992,018
0,02639
0,02055
0,6801
8,4372
8,4372
0,9055
0,96853
---1
0,9974
14
15
Temperatura
16
Densidad (L/V)
17
Viscosidad (L/V)
18
Peso Molecular del Vapor
19
Calor Específico (L/V)
20
Conductividad Térmica (L/V)
21
Calor Latente
22
Presión de entrada
23
Velocidad
24
Pérdida de Carga (Adm./Cal.)
25
Resistencia ensuciamiento (min)
26
HOJA DE DATOS
458,83 (m 2)
418,29 (m 2)
CONDICIONES DE OPERACIÓN
6
DIRECCION TECNICA - CALDERERIA Y CALOR
001-MET
Servicio de la Unidad: Refrigerador de carga a la unidad U-426
Tamaño:
---Tipo:
Posición:
Horizontal
R
27
Calor Intercambiado:
Coef. de transmisión de calor
28
681.208,94
Servicio:
kcal/kg.°C
0.9495
kcal/h.m.°C
0,1909
0,143 8
---0,5379
0,5186
kcal/kg
0
kg/cm 2 (e)
m/s
45
4
0,6
3,65
kg/cm 2
4,5/2,03
0,4/0,55
h.m2.°C/kcal
(kcal/h)
320,32
0
0,00013
0,00183
MTD (corr.):
Limpio:
(°C)
1
(kcal/h.m 2.°C)
368,89
CONSTRUCCIÓN DE UNA CARCASA
29
30
Presión de Diseño
31
Temperatura de Diseño
32
33
34
35
36
37
38
39
40
41
42
43
44
45
46
47
48
49
N° de pasos
Sobreespesor de Corrosión
Lado Carcasa
Lado Tubos
49,5
5,75
470
55
kg/cm 2
°C
1
1
mm
10
10
10
Entrada
inch
10
Conexiones
Salida
inch
10
10
Tamaño y rating
---Intermedias
inch
---entrada / salida
2,2676/3,2717
13.285,54/13.216,16
ρV2
kg/m.s2
Tubos:
Bare
N°:
1"
BWG: 14 Longitud:
1,15
Pitch:
5.000 OD:
Carcasa:
Tipo E
ID:
2 m.
Cabezal de la Carcasa: Desmontable
Distribuidor:
Tapa del Distribuidor:
Desmontable
Tipo L
Placa Tubular Fija:
---Extraible
Placa Tubular Flotante:
Cabezal Flotante:
Tipo A
Placa de Impacto:
---Placas Deflectoras:
Segmentadas
Tipo: Simple
Flujo:
---- Corte (% Area):
25%
Número:
0
Distancia entre bandejas:
Espacio entrada/salida:
0
0,863/1,230
Bandeja Longitudinal:
---Tipo de cierre:
---Unión de Tubos a Placa Tubular:
Soldada
Junta de expansión:
No
Tipo de Juntas
Metal sólido (carcasa) y fibra mineral (tubos)
Distribuidor / Placa Tubular:
---Carcasa / Placa Tubular:
---Fondo Carcasa:
---Cabezal Flotante:
----
50
Códigos aplicables:
51
NOTAS:
----
52
53
54
55
56
57
58
REALIZADO
FICHERO PLANO
P.M.G.L.
METANOL
APROBADO
0
Enfriador de carga E-100
01/09/2009
P.M.G.L.
C.G.S
REV.
DESCRIPCIÓN
FECHA
REAL.
APROB.
CONTRATISTA
C.G.S
Europea
DIRECCION DE INGENIERIA
PROYECTO
V° B° CLIENTE
A.P.G.
Planta de Metanol
NOMBRE ANEXO / TITULO DEL PLANO
CLIENTE / COMPLEJO
TRIOXÁN S.A.
Paseo de la Castellana 273, C.P. 28.046
Madrid/
Poligono de los Camachos, parcela B5
HOJA DE DATOS DE 426 - E -100
ANEXO
ESP.
E
HOJA DE DATOS DE INTERCAMBIADOR DE CALOR DE CARCASA Y TUBOS
N° DE PLANO
PFC-E-100
HOJA
REV.
1
0
N° HD-E-0100.01
36
2.3 REFRIGERADOR E-101
2.3.1. CONDICIONES DE ENRADA Y SALIDA
Entrada:
Salida:
P=100atm, T=585.2K
P=100atm, T=523K
2.3.2. TIPO DE INTERCAMBIADOR
Dos intercambiadores de carcasa y tubo en paralelo.
2.3.3. SELECCIÓN DEL FLUIDO REFRIGERANTE
Utilizamos el agua como refrigerante por su rango térmico de 20ºC y porque es muy
barato.
2.3.4. DISTRIBUCIÓN DE LOS FLUIDOS
Siempre que un fluido tenga una
característica adversa es mejor ponerlo
en los tubos pues es más barato
construir tubos resistentes a este
material que construir una carcasa. El
agua tiene mayor resistencia al
ensuciamiento por lo que circulará por
los tubos.
37
2.3.5. PROCESO GENERAL DE DISEÑO
En cuanto al arreglo de tubos escogemos la cuadrada.
Material acero al carbono.
Cabezales estacionarios Tipo A.
Carcasa Tipo E.
Se tiene que cumplir:
• La relación entre el área disponible y requerida.
• La velocidad del fluido en carcasa y tuberías no debe superar v=3m/s. Por esta
razón utilizamos dos intercambiadores en paralelo, para disminuir la velocidad
del fluido.
• Perdida de presión en los tubos y carcasa tiene que ser
38
2.3.6. RESULTADOS.
39
2.3.7. HOJA ESPECIFICACIONES.
AOR
ITEM Nº:
Requisición / Pedido Nº:
Servicio de la Unidad:
Tamaño:
----
Refrigerador de carga a la unidad U-426
Tipo:
Horizontal
R Posición:
Aprob.:
Nº Carcasas/Unidad:
1
Conectadas
Paralelo:
2
Serie:
1
001-MET
Superficie/Unidad total:
30.67
(m2)
Superficie/Carcasa (total/efectiva):
36.03
(m2)
CONDICIONES DE OPERACIÓN
MGD
Lado Carcasa
Entrada
Flujo Total de Fluido
Realiz:
EBA
Revis.:
Denominación del Fluido
kg/h
Fecha: JUNIO 2004
REV.: 01
Salida
CWR
189.837,10
544.156
kg/h
189.837,10
189.837,10
----
----
kg/h
----
----
----
----
Vapor de Agua
kg/h
----
----
----
---544.156
Agua
kg/h
----
----
544.156
Incondensables
kg/h
----
----
----
----
°C
312
249,85
19,85
39,85
kg/m3
0,00/16,93
0,00/18,90
997,87/0,00
992,02/0,00
cP
0,00/0,02
0,00/0,02
1,04/0,00
----
0,68/0,00
8,4372
1,00/0,00
1,00/0,00
Temperatura
Viscosidad (L/V)
Peso Molecular del Vapor
kcal/kg.°C
0,00/0,93
8,4372
0,00/ 0,91
kcal/h.m.°C
0,00/0,16
0,00/0,15
Calor Específico (L/V)
Conductividad Térmica (L/V)
Presión de entrada
Velocidad
Calor Intercambiado:
0,54/0,00
0,51/0,00
kcal/kg
0
0
kg/cm2 (e)
103,32
4,13
m/s
3,57
1,14
0,352/0,048
0,352/0,051
h.m2.°C/kcal
0,000205
0,000205
5.435.000,00
Coef. De transmisión de calor
----
kg/cm2
Pérdida de Carga (Adm./Cal.)
Resistencia ensuciamiento (min)
HD-E-0100.01-01.xls
Entrada
Líquido
Calor Latente
MTD (corr.):
(kcal/h)
Servicio:
602,1
Limpio:
250,51
kg/cm2
Presión de Diseño
°C
N° de pasos
Sobreespesor de Corrosión
0
0
1
1
0
inch
11,811
6
Salida
inch
11,811
6
Intermedias
inch
----
----
kg/m.s2
2,2676/3,2717
13.285,54/13.216,16
entrada / salida
Bare
0
0
Conexiones
Tamaño y rating
Tubos:
Lado Tubos
0
mm
Entrada
ρV2
(°C)
(kcal/h.m2.°C)
1027,3
CONSTRUCCIÓN DE UNA CARCASA
Lado Carcasa
Temperatura de Diseño
FICHERO N°
Salida
Carga
Vapor
Densidad (L/V)
HOJA DE DATOS
Lado Tubos
N°:
OD:
1"
ID:
0.37 m.
BWG:
14
Longitud:
2,7 m
Pitch:
87
Carcasa:
Tipo E
Distribuidor:
Placa Tubular Fija:
Tipo L
----
Cabezal Flotante:
Tipo A
Placas Deflectoras:
Segmentadas
DIRECCION
TECNICA CALDERERIA Y
CALOR
Distancia entre bandejas:
Bandeja Longitudinal:
Unión de Tubos a Placa Tubular:
Tipo de Juntas
Cabezal de la Carcasa:
Desmontable
Tapa del Distribuidor:
Desmontable
Tipo:
Número:
0
Espacio entrada/salida:
0
Extraible
Placa Tubular Flotante:
Placa de Impacto:
----
Simple
Tipo de cierre:
Soldada
Flujo:
-------
Corte (% Area):
25%
0,863/1,230
----
Junta de expansión:
No
Metal sólido (carcasa) y fibra mineral (tubos)
40
Distribuidor / Placa Tubular:
----
Carcasa / Placa Tubular:
----
Fondo Carcasa:
----
Cabezal Flotante:
----
Códigos aplicables:
----
NOTAS:
REALIZADO
D.I.M
FICHERO PLANO
METANOL
APROBADO
01/09/2009
P.M.G.L.
C.G.S
CONTRATISTA
Europea
C.G.S
PROYECTO
DIRECCION DE INGENIERIA
FECHA
REAL.
APROB.
V° B° CLIENTE
A.P.G.
Planta de Metanol
CLIENTE / COMPLEJO
TRIOXÁN S.A.
ESP.
E
Paseo de la Castellana 273, C.P. 28.046 Madrid/
N° DE PLANO
PFC-E-100
Poligono de los Camachos, parcela B5
HOJA
REV.
1
0
41
2.4 REACTOR R-100
El reactor es la unidad principal de la planta ya que en él se transforma el gas de síntesis
en metanol y otros productos secundarios, las reacciones que se dan en el reactor son las
siguientes:
El catalizador utilizado es Cu/ZnO/Al2O3.
La corriente de entrada al reactor es la siguiente:
Temperatura K
Presión atm
Fracción vapor
Entalpía MJ/h
Corriente total kmol/h
Componentes
Monóxido de carbono
Hidrógeno
Metanol
Metano
Dióxido de carbono
Agua
Etano
Dimetil éter
Etanol
Acetona
523
100
1
-697772.2
23460.6
Fracción molar
0.148253
0.730629
7.9977e-5
0.090869
0.0301607
1.937889e-7
5.076755e-6
1.79259e-6
3.17798e-8
2.189593e-7
Tras pasar por el reactor la corriente que sale es la siguiente:
Temperatura K
Presión atm
Fracción vapor
Entalpía MJ/h
Corriente total kmol/h
Componentes
738.7
100
1
-696777.1
20642.16
Fracción molar
42
Monóxido de carbono
Hidrógeno
Metanol
Metano
Dióxido de carbono
Agua
Etano
Dimetil éter
Etanol
Acetona
0.0999179
0.6937518
0.06748913
0.1035289
0.03455959
0.0004495879
0.000132141
5.8248e-5
5.62013e-5
5.641414e-5
La conversión en el reactor es del 40 % por lo que a la salida quedan reactivos sin
reaccionar que son recirculados, después de pasar por el intercambiador y por el
condensador, a la alimentación.
2.4.1. SELECCIÓN DEL TIPO DE REACTOR.
Elegimos un reactor steam-raising, los tubos están rellenos de catalizador y la corriente
gaseosa circula por la carcasa. Este tipo de reactor es el más eficiente
termodinámicamente para este proceso, requiere menor volumen de catalizador y ofrece
un mayor tiempo de actividad. Actualmente es el más utilizado para la síntesis del
metanol dada su eficiencia, aunque su principal inconveniente es su mayor coste en
comparación con otros equipos pero esto se compensa debido a la menor inversión en
catalizador.
43
2.4.2. CINÉTICA.
Para poder realizar los balances de materia y energía, es necesario encontrar una
ecuación cinética que se ajuste a nuestras condiciones de operación, es decir, presión,
temperatura y catalizador utilizado. Nuestra temperatura es de 523 K, la presión de 100
atm y el catalizador Cr/ZnO/Al2O3.
La primera ecuación cinética que encontramos en la bibliografía fue la de Villa et al, en
esta las condiciones se asimilaban a las nuestras y el catalizador era el mismo.
Villa, et al.
Presión: 30-94 bar.
Temperatura: 215-246ºC.
Catalizador: Cu/ZnO/Al2O3.
Reacciones:
Ecuaciones cinéticas:
Constantes cinéticas:
No se adapta al formato de CHEMCAD, porque no permite introducir exponentes
superiores a orden 11, por lo que no hemos podido realizar el dimensionado con esta
cinética.
Al no servirnos esta cinética seguimos buscando y encontramos la de Skrzypek, et al.
que se expone a continuación:
44
Presión:30-90 atm.
Temperatura: 460-550 K.
Catalizador: Cu/ZnO/Al2O3.
Reacciones:
Ecuaciones cinéticas:
Constantes cinéticas:
Tampoco se puede realizar el dimensionado con esta cinética porque no se adapta al
formato de CHEMCAD, ya que el orden del exponente es superior a 11.
45
2.4.3. ITERACIONES MÉTODO EULER.
Como la ecuación cinética no se adapta a las especificaciones de CHEMCAD, vamos a
dimensionar el reactor mediante el método de Euler. Para ello, partimos de la ecuación
cinética obtenida del artículo Villa et al., 1985. y del balance de energía para nuestro
reactor y sustituimos las derivadas por incrementos.
Balance de energía:
(
)
Q + ∑ ∆H r ·rA · x A
dT
=
dV FA0 ·(Cp 0 + x A ·∆Cp )
Ecuación cinética:
V = volumen del reactor.
T = temperatura en el reactor.
Q = Ua·(Th – T)
Ua = 3200 J/m3·h, se obtiene de la bibliografía.
Th = 373 K, temperatura del agua, en nuestro caso está en ebullición.
xA = conversión
∆Hr=-7,523·10-4-40,31·T-3,603·10-2·T2+1,981·10-5·T3-6,708·10-8·T4-1,503·1011·T5
Cp=-40,31-0,07·T
Para realizar el método Euler tomamos incrementos de 0.01 m3. El proceso de iteración
acabará cuando lleguemos a las condiciones que estamos buscando, es decir,
temperatura de 738 K y conversión del 40 %.
Las iteraciones se encuentran en la siguiente tabla:
Como se puede comprobar para un volumen de 22.29 m3 llegamos a una conversión de
37.2 % y a una temperatura de 736 K.
46
2.4.4. DIMENSIONADO.
Al tratarse de un reactor multitubular debemos calcular el número de tubos, para esto
utilizamos la siguiente expresión:
V reactor = Vtubo · N º tubos =
2
π ·Dtubo
4
2
→ 28.39 = Dtubo ·Ltubo · N º tubos
·Ltubo · N º tubos → 22,3 =
2
π ·Dtubo
4
·Ltubo · N º tubos →
Para resolverla utilizamos un método iterativo, de modo que vamos probando con
distintos diámetros y longitudes de tubos de tamaños normalizados. Las iteraciones se
encuentran en la siguiente tabla:
La iteración elegida es la primera ya que es la que tiene unas dimensiones más
reducidas y por lo tanto el coste será menor. Las dimensiones del reactor son las
siguientes:
V = 22.3 m3
Longitud tubo (m) = 6.1
Número de pasos = 1
Tipo de paso = triangular
Número de tubos = 11636
Diámetro de la carcasa = 2.656
2.4.5. ESPESOR.
Es un reactor vertical (Steam-Raising).
La presión de diseño es de 100 atm=1469,59 psi (1 atm≈14,7 psi).
Está fabricado de acero al carbono (no utilizamos sustancias corrosivas).
E=1 (radiografiada porque soporta altas presiones y debe ser controlada detenidamente).
Dcarcasa=105,39” Rcarcasa=52,695”
Cubierta cilíndrica
S=13200 (valor de tabla), porque soporta altas presiones y la temperatura de trabajo≈480oC.
seleccionamos
la ecuación
0,665·E ·S = 0,665·1·13200 = 8778 ≥ P   
→ t =
P· R
1469,59·52,695
=
→
S ·E − 0,6·P 1·20000 − 0,6·1469,59
→ t = 4,051" = 102,8954 mm
47
2.4.6. HOJA DE ESPECIFICACIONES.
HOJA DE ESPECIFICACIONES
REACTOR
Cliente: Universidad Politécnica de Cartagena
Referencia nº: 007/2009
Dirección: Calle Doctor Fleming S/N
Localización de la planta: Polígono Industrial Los Camachos (Cartagena)
CONDICIONES DE DISEÑO
Tipo de reactor
Conversión global (%)
Fase de reacción
Temperatura corriente de entrada (K)
Temperatura corriente de salida (K)
U (W/m2·K)
Presión entrada (atm.)
Presión salida (atm.)
Flujo molar entrada (kmol/h)
Flujo molar salida (kmol/h)
Item Nº:
R-100
Prop. nº: 002/2009
Fecha: 9/06/2009
Steam-Raising
40
Gas
523
738.7089
300
100
100
23460.5983
20642.1649
462666.21
48
Caudal volumétrico vapor a la salida (m3/h)
DATOS DE DISEÑO
22.3
Volumen reactor (m3)
11636
Nº de tubos
0.02
Diámetro tubo (m)
6.1
Longitud tubo (m)
2.656
Diámetro carcasa (m)
Tipo de paso
Nº pasos
Espesor (mm)
Tipo de cabezal
Eficacia de las
juntas del cabezal
Triangular
1
74.75
Semiesférico
1.0
MATERIALES
Carcasa
Acero al carbono
Tubos
Acero al carbono
Cabezales
Acero al carbono
Faldones
Acero al carbono
Departamento de Ingeniería
Química y Ambiental
NOTAS
Nº Rev. Fecha
Revisado por
001
Sept. 2009
Aprobado
Comprobado
Firma
2.5 REFRIGERADOR E-300
El refrigerador tiene como misión enfriar la corriente que sale del reactor desde 738.7 K
hasta 345 K.
La composición de la corriente de entrada es la siguiente:
Temperatura K
Presión atm
Fracción vapor
Entalpía MJ/h
Corriente total kmol/h
Componentes
Monóxido de carbono
Hidrógeno
Metanol
Metano
Dióxido de carbono
Agua
Etano
Dimetil éter
Etanol
Acetona
738.7
100
1
-696777.1
20642.17
Fracción molar
0.0999179
0.6937518
0.06748913
0.1035289
0.03455959
0.0004495879
0.000132141
5.8248e-5
5.62013e-5
5.641414e-5
A la salida la temperatura desciende hasta 345 K y el porcentaje de vapor disminuye
hasta 94.43.
49
2.5.1. ELECCIÓN DEL FLUIDO REFRIGERANTE.
El fluido refrigerante es agua ya que el salto térmico es de sólo 20ºC y es el fluido más
económico. La representación de las temperaturas es la siguiente:
Como se puede comprobar las temperaturas de los fluidos no se cruzan por lo que el
agua es válida como refrigerante.
2.5.2. DISTRIBUCIÓN DE FLUIDOS Y TIPO DE INTERCAMBIADOR.
Distribución de los fluidos.
El fluido más sucio es el que debe ir por el interior de los tubos ya que es más fácil su
limpiado y el más limpio por la carcasa. Para decir esto utilizamos los coeficientes de
ensuciamiento de la tabla siguiente:
50
Hacemos equivalente el metanol al gas natural, como podemos comprobar el agua de
refrigeración es más sucia que el gas natural por tanto el fluido que debe ir por los tubos
es el agua de refrigeración, esto implica que el proceso se realice en la carcasa.
Selección del tipo de intercambiador.
Utilizamos un intercambiador de carcasa y tubos ya que este tipo de intercambiadores se
adaptan a nuestro proceso según la siguiente tabla:
La orientación del intercambiador más adecuada según la siguiente tabla es la vertical
ya que presenta incondensables.
51
2.5.3. PROCESO GENERAL DE DISEÑO.
Cálculo del LMTD.
LMTD =
∆T1 − ∆T2
∆T
ln 1
∆T2
Te=293 K
Agua
Te=738.7 K
Proceso
T1=Te(agua)-Ts(proceso)
T2=Ts(agua)-Te(proceso)
LMTD
Ts=313 K
Ts=345 K
-52
-425.7
177.74≥50ºC
52
Área estimada.
Para calcular el área estimada primero deberemos calcular la carga térmica (Q) y el
coeficiente global de transmisión de calor (U).
La carga térmica se calcula con la siguiente expresión:
Donde:
F = caudal de la corriente de proceso en kmol/s.
Cp = capacidad calorífica en J/kmol·K.
(T2 – T1) = diferencia entre la temperatura de salida y la de entrada.
Q = 33970.2 MJ/h.
El coeficiente global de transmisión de calor se calcula con la siguiente tabla:
Elegimos U = 300 W/m2·ºC ya que el salto térmico es muy brusco.
Con estos datos ya podemos calcular el área estimada:
A = 176.94 m2
Como el área estimada es superior a 15 m2, LMTD es mayor de 50, el fluido de los
tubos es sucio y el de la carcasa limpio utilizamos un intercambiador de cabezal
flotante.
TEMA.
Hemos elegido una configuración AEW.
El cabezal tipo A es el más adecuado cuando el fluido sucio circula por los tubos ya que
permite la limpieza más fácil.
53
La carcasa es la tipo E que es la más común, es una carcasa de un solo paso donde el
fluido entra por un lado y sale por el otro.
El otro cabezal es tipo W, es un cabezal de retorno flotante, versátil, fácil de limpiar por
ambos lados, apropiado para fluidos sucios y es el más económico en comparación con
otros cabezales de retorno flotante como los P, S o T.
Como material de diseño se utiliza el acero al carbono ya que no hay fluidos corrosivos
ni temperaturas excesivamente altas.
2.5.4. GEOMETRÍA DEL INTERCAMB IADOR.
Los valores de la siguiente tabla son los que hemos obtenido con CHEMCAD haciendo
iteraciones hasta que se cumplieran los siguientes aspectos:
Sobredimensionamiento la diferencia entre el área requerida y la calculada debe estar
comprendida entre 10 y 20%.
Velocidad en los tubos y en la carcasa debe ser inferior a 3 m/s.
Pérdida de presión en tubos debe ser inferior a 0.4, según la siguiente fórmula:
∆Ppermisible
= 0.1 → ∆Ppermisible = 0.1* P0 = 0.1* 4 = 0.4
P0
Pérdida de presión en la carcasa debe ser inferior a 10, según la siguiente fórmula:
∆Ppermisible
P0
= 0.1 → ∆Ppermisible = 0.1* P0 = 0.1*100 = 10
Según los resultados que obtengamos de la evaluación del diseño deberemos hacer unos
cambios u otros en los parámetros geométricos del intercambiador. Por tanto,
54
deberemos aumentar o disminuir diversos parámetros para conseguir un diseño correcto.
Esta evaluación queda resumida en el siguiente esquema:
Iteració Iteració Iteració Iteració Iteració Iteració DEFINITIV
n1
n 22
n 23
n 24
n 25
n 26
O
diámetro carcasa
1.016 0.970 0.970 1.020 1.020 1.520 0.970
(m)
longitud tubos (m) 6.096 4.800 6.100 4.800 6.100 6.100 6.100
diámetro exterior
0.019 0.038 0.038 0.032 0.038 0.051 0.038
tubo (m)
espaciado entre
0.024 0.048 0.048 0.040 0.048 0.064 0.048
tubos (m)
espesor del tubo (m) 0.002 0.002 0.002 0.002 0.002 0.002 0.020
1.000 2.000 2.000 2.000 2.000 2.000 2.000
número pasos
1396.00
270.000 229.000 350.000 250.000 195.000 230.000
número tubos
0
espaciado
0.860 0.434 0.434 0.457 0.457 0.686 0.434
deflectores (m)
Corte deflectores
0.413 0.413 0.413 0.413 0.413 0.413 0.414
(m)
diámetro nozzles
0.154 0.307 0.307 0.307 0.307 0.307 0.310
(m)
RESULTADOS
sobredimensionado(
-38.000 9.060 16.820 11.770 19.730 18.910 17.600
10-20)
presión tubos(0,4) 2.310 0.070 0.100 0.090 0.080 0.330 0.090
presión carcasa(10) 4.190 0.040 0.030 0.000 0.000 0.150 0.030
55
velocidad tubos <3 3.650 3.130
velocidad carcasa
10.980 1.010
<3
1.190
1.150
1.090
1.470
1.140
2.820
1.040
1.680
0.420
2.620
2 PARALELO
El material utilizado es acero al carbono ya que el metanol no es corrosivo y no
necesitamos ningún material especial.
El área calculada por CHEMCAD es 334.98 m2.
2.5.5. ESPESOR.
Para calcular el espesor hay que tener en cuenta lo siguiente:
Es un intercambiador vertical (hay incondensables) de carcasa y tubos.
La presión de diseño es de 100 atm=1469,59 psi (1 atm≈14,7 psi).
Está fabricado de acero al carbono (no utilizamos sustancias corrosivas).
E=1 (radiografiada porque soporta altas presiones y debe ser controlada detenidamente).
Dcarcasa=0,97 m=38,19” Rcarcasa=19,1”
Cabezal semiesférico
S=13200 (valor de tabla), porque soporta altas presiones y la temperatura de
trabajo≈480oC.
Las fórmulas utilizadas son las que se escriben a continuación:
seleccionamos
0,385·E ·S = 0,385·1·13200 = 5082 ≥ P laecuación

→ t =
P·R
1469,59·19,1
=
→
2·S ·E − 0,2·P 2·13200 − 0,2·1469,59
→ t = 1,075" = 27,305 mm
56
2.5.6. HOJA ESPECIFICACIONES.
HOJA DE ESPECIFICACIONES
INTERCAMBIADOR DE CALOR
Item Nº:
E-300
Cliente: Universidad Politécnica de Cartagena
Referencia nº: 001/2009
Dirección: Calle Doctor Fleming S/N
Prop. nº: 002/2009
Localización de la planta: Polígono Industrial Los Camachos (Cartagena)
Fecha: 9/06/2009
CONDICIONES DE OPERACIÓN
Carcasa
Tubos
Nombre del fluido
Metanol
Agua
circulante
197383.6
3556977.2
Flujo (Kg/h)
0
3556977.2
Líquido (Kg/h)
197383.6
0
Vapor (Kg/h)
0
No condensable (Kg/h) 152401.58798
167.2
0
Gas (Kg/h)
36715.3
0
Evav./Cond.
Temperatura
738.712/345.000
293.000/313.000
(Entrada/Salida)(K)
Presión de operación
100
4
(atm)
2.62
1.14
Velocidad (m/s)
Pérdida de Presión
0.340/0.065
0.340/0.091
(atm)
PROPIEDADES DE LOS FLUIDOS
0/997.87 /
15.28/710.48 / 28.0/741.20
Densidad (Kg/m3)
0/999.02
Conductividad
0.22/0.18 / 0.13/0.19
0/0.60 / 0/0.63
(W/m·K)
Calor específico
3888.6/3156.48/3675.76/2890.31
0/4190.59/0/4176.07
(J/Kg·K)
Viscosidad (Pa·s)
0/0 / 0/0
0/0 / 0/0
Factor de
ensuciamiento
0.00020
0.00035
57
(m2·K/W)
382726.99
DATOS DE DISEÑO
Calor intercambiado (MJ/h): 7.437·104
Calor latente (J/Kg)
0
LMTD (Corregido): 162.06 K
Área requerida (m2): 275.81
TEMA: AEW
Deflectores: 13 deflectores segmentados
Corte (%): 41.25
Sobredimensionamiento (%): 17.6
Área disponible (m2): 324.35
DISEÑO DE TUBOS
DISEÑO DE CARCASA
Tipo de tubo: Bare
Tipo de carcasa: A-285-C
Material: Acero al carbono
Tipo de cabezal: A-285-C
Nº Tubos: 230
Tipo de cubierta: A-285-C
Diámetro exterior (m): 0.038
Disposición: Vertical
Diámetro interior (m): 0,035
Diámetro exterior(m):1,0
Nº de pasos: 2
Diámetro interior (m):0.97
Espesor (mm): 1.7
Nº de pasos: 1
Longitud (m): 6.1
Resistencia ensuciamiento(W/m2·K):
772.01
Espaciado: (mm): 48
Velocidad (m/s):2.62
DATOS DE DISEÑO
DISEÑO DE TUBOS
DISEÑO DE CARCASA
Resistencia ensuciamiento (W/m2·K):
Nº de intercambiadores: 2 en paralelo
4365.27
Velocidad (m/s): 1.14
Área por carcasa (m2): 162.17
MATERIALES
Acero al carbono
Acero al carbono
Carcasa
Tubos
Acero al carbono
Acero al carbono
Cabezales
Faldones
NOTAS
Departamento de
Nº
Fecha
Revisado Aprobad Comproba
Firma
Ingeniería Química y Rev.
por
o
do
Ambiental
001
Sept.
2009
58
2.6 FLASH V-100
A la entrada del condensador V-100 las propiedades de la corriente son las siguientes:
Temperatura K
Presión atm
Fracción vapor
Entalpía MJ/h
Corriente total kmol/h
Componentes
Monóxido de carbono
Hidrógeno
Metanol
Metano
Dióxido de carbono
Agua
Etano
Dimetil éter
Etanol
Acetona
345
100
94.43%
-994273
20642.16
Kmol/h
2062.524
14320.54
1393.122
2137.06
713.3848
9.2804
2.727693
1.202366
1.160118
1.16451
La función del flash es condensar los compuestos menos volátiles, por la cabeza salen
los no condensados que son recirculados al reactor y por cola sale el producto
condensado.
La composición de la corriente de cabeza es la siguiente:
Temperatura K
Presión atm
Fracción vapor
Entalpía MJ/h
Corriente total kmol/h
Componentes
Monóxido de carbono
Hidrógeno
Metanol
Metano
Dióxido de carbono
298
80
1
-681119
19211.17
Fracción molar
0.10735
0.74537
0.001953
0.111224
0.03392
59
Agua
Etano
Dimetil éter
Etanol
Acetona
4.7329e-6
0.000124
4.3778e-5
7.761557e-7
5.347613e-6
La composición de la corriente de cola es:
Temperatura K
Presión atm
Fracción vapor
Entalpía MJ/h
Corriente total kmol/h
Componentes
Monóxido de carbono
Hidrógeno
Metanol
Metano
Dióxido de carbono
Agua
Etano
Dimetil éter
Etanol
Acetona
298
80
0
-352178.3
1430.996
Fracción molar
0.0001356
0.0007895
0.94731
0.0002205
0.43082
0.006421
0.00024167
0.00025249
0.00080028
0.00074198
2.6.1. CONSIDERACIONES DE DISEÑO.
Para diseñar este equipo nos hemos basado en la heurística que son unas leyes basadas
en la experiencia.
Tipo de cabezal.
Elegimos un cabezal de tipo hemisférico ya que es el más económico y el más común.
Orientación del condensador.
La disposición del condensador es la vertical ya que según la heurística para
extracciones gas/líquido es la más adecuada. Además como se puede ver en la tabla
siguiente cuando hay incondensables la mejor orientación es la vertical.
60
En concreto el separador que vamos a emplear va a ser el vertical tipo E con
condensación en la carcasa, ya que la corriente de proceso tiene un mayor factor de
ensuciamiento menor (0.0002 m2·ºC/W) en comparación con el agua de refrigeración
utilizada para la condensación (0.00035 m2·ºC/W). De este modo se favorece la
limpieza del agua, puesto que los tubos son más fáciles de limpiar.
Tiempo de retención.
Según la heurística para productos que posteriormente entrarán en una torre el tiempo
de retención es de 5 minutos.
Velocidad del gas en el interior del separador.
Para su cálculo se utiliza la siguiente expresión:
61
0,5
ρ

v (en ft/s) = k  L − 1
 ρV

donde k=0.35 en condiciones de mezcla completa, y k=0.1 cuando no hay mezcla
completa.
En nuestro caso obtenemos que v=0.7508 m/s.
Material de diseño.
Utilizamos acero al carbono ya que no tenemos temperaturas muy altas ni fluidos
corrosivos.
Cálculo de espesor.
Para calcular el espesor del recipiente utilizamos las siguientes expresiones para
cabezales semiesféricos:

P·R
t =
si t ≤ 0.5·R y P ≤ 0.385·S·E
 2·S·E - 0.2·P



1/ 3
t = R· 2·S ·E + 2·P  − R si t > 0.5·R y P > 0.385·S·E

 2·S ·E − P 
donde , t es el espesor, P es la presión de diseño (en psi), R es el radio del recipiente, E
es la eficiencia de la junta, y S es el esfuerzo máximo admisible, que depende del
material de diseño y de las condiciones de temperatura de aplicación.
En nuestro diseño los parámetros anteriores tienen los siguientes valores:
P= 100 atm
R=0.9144 m
E=1 ( 100% de eficacia)
S=1021.7108 atm
En nuestro caso utilizamos la primera fórmula y el resultado es t = 0.045.
Consideraciones de diseño.
Según la heurística la constante k del proceso debe ser inferior a 0.35, en nuestro caso es
0.1361 por lo que está dentro del rango.
La relación longitud/diámetro debe ser inferior a 3, en nuestro caso la longitud es de
4.2383 m y el diámetro 1.8288 m, por lo que nuestra relación longitud / diámetro es
2.3175.
62
2.6.2. HOJA DE ESPECIFICACIONES.
HOJA DE ESPECIFICACIONES
CONDENSADOR
Item Nº:
V-100
Cliente: Universidad Politécnica de Cartagena
Referencia nº: 002/2009
Dirección: Calle Doctor Fleming S/N
Prop. Nº: 002/2009
Localización de la planta: Polígono Industrial Los Camachos (Cartagena)
Fecha: 9/06/2009
PROPIEDADES DE LA CORRIENTE CIRCULANTE
Vapor
Líquido
150914.3347
46469.3264
Flujo (Kg/h)
6049.7615
59.2890
Flujo (m3/h)
24.9455
783.7760
Densidad (Kg/m3)
CONDICIONES DE OPERACIÓN
5
Tiempo de retención (minutos)
100
Presión de diseño (atm)
1021.7108
Máxima presión permisible (atm)
0.7508
Velocidad máxima de flujo (m/s)
1.0
Eficacia de las juntas de la carcasa
0.1361
Constante k (m/s)
1.0
Tiempo de agitación (minutos)
DATOS DE DISEÑO
14.3356
Volumen total del recipiente (m3)
4.2383
Longitud (m)
1.8288
Diámetro interno (m)
2.3175
Relación Longitud /Diámetro
0.0984
Espesor de la carcasa (m)
19784.7743
Peso de la carcasa (kg)
Semiesférico
Tipo de cabezal
0.0508
Espesor del cabezal (m)
63
Eficacia de las juntas del cabezal
Peso del cabezal (kg)
Densidad del recipiente (kg/m3)
Peso total Vacío (kg)
Peso total lleno (kg)
Peso máximo lleno permitido (kg)
Coeficiente de seguridad en el
peso (%)
MATERIALES
Tubos
Faldones
NOTAS
Fecha
Revisado por
Sept. 2009
Nº Rev.
001
1.8809
0.4572
1.2192
2.2571
0.1524
0.0032
20
Acero al carbono
Acero al carbono
Carcasa
Cabezales
Departamento de
Ingeniería Química y
Ambiental
DATOS DE DISEÑO
Altura normal del nivel de
1.0
líquido (m)
Altura mínima de líquido a la
6894.1491
entrada (m)
7833.4128
Altura mínima de llenado (m)
26768.9238
Altura del nivel de líquido (m)
38004.8436
Eliminación de niebla (m)º
43358,6289
Permeabilidad a la corrosión (m)
Acero al carbono
Acero al carbono
Aprobado
Comprobado
Firma
2.7 COMPRESOR C-200
T. entrada (K)
298
Características del proceso.
P. entrada (bar)
P. salida (bar)
80
100
2.7.1. RELACIÓN DE COMPRESIÓN.
Un solo compresor
2.7.2. ELECCIÓN DEL COMPRESOR.
Selección del tipo de compresor
usando la gráfica PRESIÓN VS
FLUJO DE GAS:
F = 21529.57 m3/h
P descarga = 100 atm
Compresor
Alternativo
de doble acción de pistón.
64
2.7.3. CÁLCULO DE LA EFICACIA.
Obtención de la eficacia del compresor usando la gráfica RELACIÓN DE
COMPRESIÓN VS EFICIENCIA:
Relación de compresión = 1.25
→
η = 0.68
2.7.4. MODELO DE COMPRESIÓN.
• Tanto la compresión isotérmica como la adiabática son imposibles de realizar en
la práctica.
• En la realidad se sigue una compresión poliprótica, intermedia entre las otras
dos.
65
• Modelo isoentrópico. En la mayoría de las maquinas compresoras. Es una
trayectoria politrópica que se acerca a la adiabática. Propia de compresores
alternativos.
La temperatura de salida nos da un valor de 321.3212 K
El trabajo ideal del compresor es de Ws = 75.40 kJ
El trabajo real es por tanto Wa = 109.76 kJ/kg
Calculo de la potencia Pg:
Pg = Wa x m = 109.76 kJ/kg x 7545.70 kg/h = 828216.032 kJ/h
Estimación de las pérdidas de potencia en sellos y empaquetaduras:
(pérdidas estimadas 3%) Ps = 0.03 x 229.768 = 6.893kW
Potencia Real.
Pr = Pg + Ps = 229.768 + 6.893 = 236.661 kW
2.7.5. DIMENSIONAMIENTO DEL IMPULSOR.
Datos de los que disponemos:
Z1 = 1.0304 Z2 = 1.0420 k = 1.43385 r = 1.25
Cilindro de doble efecto colocado horizontalmente.
66
• Obtención de velocidad típica N (rpm) y Carrera del cilindro L (in):
→
Pr = 236.66 kW = 317.37 hp
N = 600 rpm
L = 9.5 in = 24.13 cm
Eficacia volumétrica:
1


1
,
43385
→ Ev = 0.97 – 0.15 1,25
− 1 = 0,9450
 1.0420 


 1.0304 
Desplazamiento del cilindro, donde Q es la capacidad en condiciones de succión
en ft3/min que obtenemos del Chemcad:
→
Cdes = 164,34 ft3/min.
Área de la cabeza del pistón:
→
D =5.63 in = 14.30 cm
La lubricación del compresor será del cárter y de cilindros y estopadas.
Tendrá un filtro cónico en la aspiración para evitar que entren partículas.
67
2.7.6. HOJA ESPECIFICACIONES.
1
2 APLICABLE PARA:
3
4 LOCALIDAD
5 SERVICIO
PETICION OFERTA
PEDIDO
ITEM
N° DE COMPRESOR REQUERIDOS 1
TAMAÑO Y TIPO Centrifugo
Cartagena
Compresión de gas de carga
6 FABRICANTE Siemens
7 NOTAS: INFOR. FACILITADA POR:
8
9
COMO CONSTRUIDO
MODELO
STC-SH
(Todos los datos son por cada maquina)
Tipo de gas (ver tambien pagina …..)
FABRICANTE O COMPRADOR
Otras Condiciones
Normal
10
11
N° DE SERIE
COMPRADOR
FABRICANTE
CONDICIONES DE OPERACIÓN
A
B
C
D
E
M ezcla de HC´s
12
m3/h (1.013 bar & 0 °C seco)
21.561,33
13
Caudal masico, Kg/h (humedo) (seco)
7.545,70
14
15
16
CONDICIONES ASPIRACIÓN:
17
Presión (Bar abs)
18
Temperatura (°C)
25
19
Humedad relativa %
----
20
Peso molecular (kg/kmol)
21
Cp/Cv (K1) ó (Kpromedio)
22
Compresibilidad (Z 1) ó (Zpromedio) (Nota 1)
23
Caudal de entrada, (m3/h) (Humedo / seco)
80
1,43385
1,0304
21.561,33
24
25
CONDICIONES DESCARGA:
26
Presión (Bar abs)
27
Temperatura (°C)
28
Cp/Cv (K1) ó (Kpromedio) (Nota 1)
29
Compresibilidad (Z 1) ó (Zpromedio) (Nota 1)
1,042
30
Potencia politrópica de compression, kW
157,85
31
Potencia absorbida por el tren de compresión, kW
229,77
Potencia requerida (incluidas pérdidas mecánicas), kW
Velocidad (rpm)
236,66
34
35
Turndow n %
36
Caudal de bombeo estimado, m3/h (A vel. indicada arriba)
37
Altura politropica (N-m/Kg)
38
Rendimiento politrópico (%)
68
39
Punto de garantía
----
40
N° de curva de prestaciones
----
100
48
1,43385
32
33
600,00
41
42
43
CONTROL DE PROCESO:
44
Método:
45
Estrangulación asp.
(bar abs)
Desde
46
Hasta
Entrada Variable
por alabes guia
(bar abs)
Velocidad variable
Desde
(%)
Venteo en
la impulsión
Bypass refriger.
De
Hasta
a
A
(%)
47
48
Señal:
Fuente:
Transmisor de presión y Temperatura
49
Tipo:
Electronica
Neumatica
50
Rango
4 -1 2
3 - 15
mA
Otras
(bar g)
51
52 Alcance sistema anti-bombeo:
Controlador
Lógica
Válvula
Especificación válvula
Elementos primarios
53
54 NOTAS: 1. Si se facilita el analisis del gas, el fabricante debe sum inistrar los datos. En cualquier otro caso,
55 éstos serán sum inistrados por el usuario.
56
57
58
FICHERO PLANO
59
REALIZADO
60
P.P.G.M
61
62
METANOL
CONTRATISTA
0
Compresor de carga C-200
SEP. 09
P.M.G.L.
C.G.S
REV.
DESCRIPCIÓN
FECHA
REAL.
APROB.
APROBADO
C.G.S.
V°B°CLIENTE
R.P.G.
63
I.R.M., S.A.
PROYECTO
64
NOM BRE ANEXO / TITULO DEL PLANO
Plant a de Met anol
CLIENTE / COM PLEJO
TRIOXÁN S.A.
Paseo de la Castellana 273, C.P. 28.046
M adrid/
Poligono de los Camachos, parcela B5
HOJA DE DATOS DE 426 - C -200
ANEXO
ESP.
E
HOJA DE DATOS DE COM PRESORES CENTRIFUGOS Y AXIALES
N°DE PLANO
P FC-C-200
N°HD-K-0201.01Ho ja 1de 2
HOJA
1
REV.
0
68
CONDICIONES DE OPERACIÓN (Continuación)
1
2 Analisis del Gas:
3
Mol %
4
Normal
B
C
Observaciones:
E
D
PM
5 Aire
6 Oxigeno
28,966
32
----
7 Nitrogeno
8 Vapor de agua
28,016
----
18,016
----
9 Monoxido Carbono
10 Dioxido Carbono
28,01
10,73
44,01
3,39
11 Sulfuro Hidrogeno
12 Hidrogeno
34,076
----
2,016
74,54
13 Metano
14 Etileno
16,042
11,12
28,052
----
15 Etano
16 Propileno
30,068
----
42,078
----
17 Propano
18 I-Butano
44,094
----
58,12
----
19 n-Butano
20 I-Pentano
58,12
----
72,146
----
72,146
----
21 n-Pentano
22 Hexano plus
Otras Condiciones
A
----
----
23 Agentes corrosivos
24
----
25 Total
26 Peso molecular (Promedio)
27
CARCASA:
Piston de Equilibrado:
Material Acero al carbono
28
Modelo
STC-SH
29
Carcasa partida Si, radialmente
Metodo fijacion
30
Material Acero al carbono
Juego normal
31
Caudal con juego normal
32
Espesor (mm)
Sobreesp. Corr. (mm)
Máxima presion admisible
(barg)
33
Presión de prueba:
Coneccion de presion linea equilibrado en lado aspiracion
Area
Kg/min
Caudal con 2x juego normal Kg/min
Hidrostática
(barg)
34
Helio
(barg)
Tarado valvula de alivio
35
Máxima temperatura admisible
°C
Ensayos en soldaduras inaccessibles
36
Mínima temperatura de operación
°C
37
Máxima temperatura de operación
°C
38
Caudal max. de carcasa (m3/h)
Material
Partido axial : Si
Tarado valvula de alivio
(Barg)
DIAFRAGMAS:
39
40
16060,6 (mm2)
No
(Barg)
41
Ensayos en soldaduras inaccessibles
42 NOTAS:
Se m ontará un filtro perm anente desm ontable en la aspiración de cada etapa, con m anóm etro
43 diferencial.
44
45
46
47
48
49
50
51
NOM BRE ANEXO / TITULO DEL PLANO
CLIENTE / COM PLEJO
TRIOXÁN S.A.
Paseo de la Cast ellana 273, C.P. 28.046
M adrid/
Poligono de los Camachos, parcela B5
HOJA DE DATOS DE 426 - C -200
ANEXO
ESP.
E
HOJA DE DATOS DE COM PRESSORES CENTRIFUGOS Y AXIALES
N°DE PLANO
P FC-C-200
HOJA
2
REV.
0
N°HD-K-0201.01Ho ja 2 de 2
69
2.8 REFRIGERADOR E-200
2.8.1. CONDICIONES DE ENRADA Y SALIDA
Entrada:
P=100atm, T= 317.21 K
Salida:
P=100atm, T= 523 K
2.8.2. TIPO DE INTERCAMBIADOR
Dos intercambiadores de carcasa y tubo en paralelo.
2.8.3. SELECCIÓN DEL FLUIDO REFRIGERANTE
Utilizamos el agua como refrigerante por su rango térmico y porque al ir por tubos es
fácilmente limpiable.
2.8.4. DISTRIBUCIÓN DE LOS FLUIDOS
Por carcasa va a circular el gas de proceso ya que no produce gran cantidad de suciedad,
por lo que el agua, circulará por los tubos.
2.8.5. PROCESO GENERAL DE DISEÑO
En cuanto al arreglo de tubos escogemos la cuadrada.
-
El material de construcción: acero al carbono.
Cabezales estacionarios: Tipo A.
Carcasa: Tipo E.
Se tiene que cumplir:
70
• La relación entre el área disponible y requerida.
• La velocidad del fluido en carcasa y tuberías no debe superar v=3m/s. Por esta
razón utilizamos dos intercambiadores en paralelo, para disminuir la velocidad
del fluido.
• Perdida de presión en los tubos y carcasa tiene que ser
2.8.6. RESULTADOS.
71
2.8.7. HOJA ESPECIFICACIONES.
AOR
ITEM Nº:
Requisición / Pedido Nº:
Servicio de la Unidad:
Aprob.:
Tamaño:
----
Refrigerador de carga a la unidad
Tipo:
Horizontal
R Posición:
Nº Carcasas/Unidad:
1
Conectadas Paralelo:
2
Serie:
1
001-MET
Área requerida
531.89
(m2)
Área efectiva:
564.63
(m2)
CONDICIONES DE OPERACIÓN
MGD
Lado Carcasa
Entrada
Realiz:
EBA
Revis.:
Denominación del Fluido
Flujo Total de Fluido
kg/h
Fecha: JUNIO 2004
REV.: 01
Salida
Carga
CWR
7545.717
544.156
kg/h
7545.717
7545.717
----
----
Líquido
kg/h
----
----
----
----
Vapor de Agua
kg/h
----
----
----
----
Agua
kg/h
----
----
544.156
544.156
Incondensables
kg/h
----
----
----
----
K
317.21
523
19,85
39,85
kg/m3
0,00/16,93
0,00/18,90
997,87/0,00
992,02/0,00
cP
0,00/0,02
0,00/0,02
1,04/0,00
----
0,68/0,00
8,4372
1,00/0,00
1,00/0,00
0,51/0,00
0,54/0,00
Temperatura
Viscosidad (L/V)
Peso Molecular del Vapor
Calor Específico (L/V)
kcal/kg.°C
0,00/0,93
8,4372
0,00/ 0,91
Conductividad Térmica (L/V)
kcal/h.m.°C
0,00/0,16
0,00/0,15
Calor Latente
Presión de entrada
Velocidad
Pérdida de Carga (Adm./Cal.)
Calor Intercambiado:
Coef. de transmisión de calor
kcal/kg
0
0
103,32
4,13
m/s
3,57
1,14
0,352/0,048
0,352/0,051
kg/cm
5.435.000,00
Servicio:
2
0,000205
602,1
0,000205
MTD (corr.):
(kcal/h)
Limpio:
1027,3
CONSTRUCCIÓN DE UNA CARCASA
Lado Carcasa
Presión de Diseño
Temperatura de Diseño
250,51
(°C)
2
(kcal/h.m .°C)
Lado Tubos
kg/cm2
0
0
°C
0
0
N° de pasos
1
1
Mm
0
0
Entrada
Inch
11,811
6
Salida
Inch
11,811
6
Sobreespesor de Corrosión
Conexiones
Tamaño y rating
----
kg/cm2 (e)
h.m2.°C/kcal
Resistencia ensuciamiento (min)
HD-E-0100.01-01.xls
Entrada
Vapor
Densidad (L/V)
FICHERO N°
Lado Tubos
Salida
72
Intermedias
HOJA DE DATOS
ρV2
entrada / salida
Tubos:
Bare
N°:
Carcasa:
681
Placa Tubular Fija:
Tipo L
----
Cabezal Flotante:
Tipo A
Segmentadas
2 m.
14
Longitud:
5.3
Pitch:
Cabezal de la Carcasa:
Desmontable
Tapa del Distribuidor:
Desmontable
Extraible
Placa Tubular Flotante:
Placa de Impacto:
Tipo:
Número:
0
Espacio entrada/salida:
0
Bandeja Longitudinal:
----
Simple
----
Flujo:
----
Soldada
Tipo de Juntas
Corte (% Area):
32%
0,863/1,230
----
Tipo de cierre:
Unión de Tubos a Placa Tubular:
DIRECCION TECNICA - CALDERERIA Y CALOR
---13.285,54/13.216,16
ID:
Distribuidor:
Distancia entre bandejas:
---2,2676/3,2717
OD: 0.0254 mm BWG:
Tipo E
Placas Deflectoras:
Inch
kg/m.s2
Junta de expansión:
No
Metal sólido (carcasa) y fibra mineral (tubos)
Distribuidor / Placa Tubular:
----
Carcasa / Placa Tubular:
----
Fondo Carcasa:
----
Cabezal Flotante:
----
Códigos aplicables:
----
NOTAS:
REALIZADO
D.I.M
FICHERO PLANO
METANOL
APROBADO
01/09/2009
P.M.G.L.
C.G.S
CONTRATISTA
Europea
C.G.S
PROYECTO
DIRECCION DE INGENIERIA
FECHA
REAL.
APROB.
V° B° CLIENTE
A.P.G.
Planta de Metanol
CLIENTE / COMPLEJO
TRIOXÁN S.A.
ESP.
E
Paseo de la Castellana 273, C.P. 28.046 Madrid/
N° DE PLANO
PFC-E-200
Poligono de los Camachos, parcela B5
HOJA
REV.
1
0
2.9 COLUMNA DE DESTILACIÓN T-100
2.9.1. DISEÑO BÁSICO
La destilación es una operación básica a través de la cual se realiza la
purificación del metanol.
73
Con la destilación se pretende separar la mezcla líquida procedente de la sección
de reacción aprovechando las diferencias en sus presiones de vapor, obteniendo por
fondo metanol.
Con el diseño de esta columna de destilación pretendemos obtener el metanol de
grado AA, obteniendo un 99.85% en peso del mismo.
Figura 2.9.1 Esquema de una columna de destilación
La secuencia de operación de una columna de operación comienza con la
introducción de una alimentación multicomponente introducida en la columna de
destilación. Por cabeza de la columna se obtiene una mezcla de los componentes más
ligeros en fase vapor, la cual se condensa. Parte de este condensado se retorna de nuevo
a la torre en forma de reflujo y el restante es el destilado producto de la operación.
En el fondo de la columna se obtiene una mezcla de los productos más pesados
en fase líquida, este líquido se introduce en un rehervidor, en donde se evapora
parcialmente y este vapor es retornado a la torre de destilación. El líquido sobrante es el
residuo producto de la destilación
Correlaciones empíricas para eficacias de plato
Las variables que afectan a la eficacia son muy diversas entre las que nos
encontramos la composición de la fase líquida, viscosidad, la volatilidad relativa,
caudales de líquido, vapor, arrastres, tipo de flujo sobre el plato, relación de reflujo,
características del diseño mecánico del plato etc. La condición más importante para
obtener eficacias satisfactorias es que los platos operen adecuadamente. A este respecto
es fundamental que exista un íntimo contacto entre el líquido y el vapor. Cualquier
74
operación defectuosa de la columna tal como una excesiva formación de espuma o
arrastre, mala distribución del vapor, formación de cortocircuitos, goteo o vaciamiento
del líquido, da lugar a una disminución de la eficacia de los platos.
Las eficiencias de plato y total de la columna, normalmente están entre 30 y 70
por ciento y como una aproximación se puede usar 50% para diseños preliminares.
Un estimado de la eficiencia total de la columna puede obtenerse a partir de la
correlación dada por O’Connell (1946), la cual se muestra en la siguiente figura. La
correlación se basaba inicialmente en datos obtenidos con sistemas de hidrocarburos,
pero incluyendo algunos valores para solventes clorados y mezclas alcohol-agua. En
esta correlación la viscosidad del líquido se multiplica por las volatilidades relativas de
los componentes clave.
Fig.2.9.2 Eficiencia total de la columna para fraccionamiento
Eduljee (1958) ha expresado la correlación de O’ Connell en la forma de una
ecuación:
donde “µ a” es la viscosidad molar promedio del líquido en Ns/m2 y “αa” es la volatilidad
relativa promedio del clave ligero.
De este modo, se obtiene un valor de E0 del 50.7%
Con este valor de eficiencia, podemos calcular el número de etapas reales de la
columna, sabiendo además que el simulador CHEMCAD nos ofrece un número de 17
platos ideales, a través de la ecuación:
75
E0 =
n º etapas _ ideales
× 100
n º etapas _ reales
Por tanto, el número real de platos de la columna, a partir de los 17 teóricos
obtenidos con el simulador CHEMCAD, es de 34 platos reales
2.9.2- DISEÑO HIDRODINÁMICO
El diseño hidrodinámico de una columna consiste en la determinación de una
serie de parámetros que resultan imprescindibles en el diseño de la misma, como lo son
el diámetro, altura, tipo de columna, pérdida de carga, condiciones de inundación y tipo
de columna.
Tipo de columna
En la destilación es esencial un adecuado contacto entre las fases vapor y
líquido. Para ello es necesario disponer de una amplia superficie de contacto. Este
contacto será localizado en determinados puntos del equipo (columnas de platos) o en
todos los puntos del equipo (columnas de relleno).
Por otro lado, las torres de relleno a menudo permiten una operación con más
baja caída de presión que las unidades de platos lo cual puede ser una mayor ventaja
para casas de servicio a alto vacío, y el coste de una torre de relleno capaz de hacer el
servicio equivalente es a menudo considerablemente menor que el de una torre de
platos.
La torre consiste en una serie de platos individuales, cada uno equipado con una
serie de unidades de contacto para conseguir el contacto entre la fase gas y la fase
líquida, y la transferencia de masa resultante.
Tipo de platos
Se ha elegido un plato perforado, éstos son más usados por ser más económicos
frente a los platos de campana.
76
Figura 2.9.3. Plato perforado
Este tipo de platos están más sujetos a inundación que los de campana, debido a
la mayor altura del líquido en los tubos de bajada o al excesivo arrastre del líquido.
Respecto a la configuración geométrica, las perforaciones están situadas en
vértices de triángulos equiláteros. El flujo de fluido debe ser como el que se muestra en
la siguiente figura de forma que se evite al máximo el recorrido alrededor de las
perforaciones. La disposición triangular es la que más minimiza el By-pass alrededor de
las perforaciones.
Figura 2.9.4. Distribución de las perforaciones en platos perforados
El área ocupada por las perforaciones (Ah) se relaciona con el diámetro ocupado
por las perforaciones y la distancia entre perforaciones mediante la siguiente expresión:
d 
Ah = 0.905· AT  h 
 P
2
Siendo AT el área del plato menos el área de la zona sin perforaciones tales como
el área de los vertederos y el área de la zona de calma, dh es el diámetro de las
perforaciones y P es la distancia entre el centro de las perforaciones.
La fracción de área perforada (Ah/AT) en platos perforados comerciales está
generalmente entre 0.05 y 0.15 considerándose como óptimos valores 0.08 y 0.12.
Vertedero
77
Los vertederos son conductos de simetría circular, rectangular, segmental y de
tipo cuerda que conducen el líquido desde el plato superior hasta el inferior en la
columna de destilación. En nuestro caso, hemos seleccionado un vertedero tipo cuerda
que se muestra en la siguiente figura. El vertedero tipo cuerda es de los más usados en
las columnas de destilación. Tiene una buena área, además de presentar notables
ventajas económicas debido a su simplicidad.
Figura 2.9.5 Vertedero tipo cuerda
Por otra parte, el extremo del vertedero debe estar lo suficientemente próximo a
la superficie del plato inferior como para conseguir que el líquido haga de cierre – sello
hidráulico- y así se evite que las burbujas del gas suban por el vertedero en cortocircuito
con el plato superior.
En nuestro caso usaremos un sello hidráulico tipo rebosadero, usado para
asegurar el sellado del vertedero.
Figura 2.9.6. Sello hidráulico tipo rebosadero
Altura de la columna
La altura total de la columna está dada por la ecuación: H = Z + S + T, donde
“H” es la altura total de la columna en m, “Z” la altura neta (ocupadas por las etapas de
contacto) en m, “S” la altura de la base, aproximadamente 1.8 m (6 pies) y “T” la altura
de la parte superior, aproximadamente de 0.5 a 1 m (2 a 3 pies).
La altura neta, Z de la columna está dada por:
78
 N −1
 × l
Z = 
 E0 
donde “N” es el número de etapas teóricas, “E0” la eficiencia global de la columna y “l”
el espaciado entre platos.
La altura neta “Z” calculada de ese modo resulta un valor de 24.05 m. La altura de la
base “S” es 1.8 m y la altura de la parte superior “T” es de 1 m. Por tanto , la altura total
de la columna es de 26.85 m.
2.9.2.1- HIDRAÚLICA DE PLATOS
Los valores recomendados para el diseño hidrodinámico de la columna de
destilación se encuentran en la siguiente tabla:
Parámetro
Espaciado entre
platos
Espesor del plato
Diámetro de las
perforaciones
Altura del
rebosadero
Número de pasos
Factor de
inundación
Factor de goteo
Factor de espuma
Símbolo
ts
Valor recomendado
24’’
Opciones
12’’(mínimo práctico)-48’’ (máximo)
td
dh
0.078’’
3/8’’
hw
2’’
½’’(mínimo)-6’’ (máximo)
NP
Ff
1
0.82
1 (mínimo)- 0.377 (AT)^0.5 (máximo)
0.65 (vacio)-0.82 (máximo)
Wf
Sf
0.6
1 (normal)
0.4 < td/dh < 0.7
1/8’’ (mínimo)-1’’ (máximo)
Para una flexibilidad T = 2
0.85 (modernamente espumante);
0.73(espumante); 0.6 (muy
espumante); 0.3 (espuma estable)
Con respeto a los valores recomendados en bibliografía, se han empleado los
siguientes:
Espaciado entre platos
Espesor del plato
Diámetro del hueco
Distancia centros
perforaciones
Altura rebosadero
0.762 m
0.0019812 m
0.00635 m
0.0191 m
0.0508 m
79
Factor de espuma
Factor de inundación
Número de pasos
1
0.8
1
2.9.3- DISEÑO DE LOS DISPOSITIVOS QUE CONFORMAN LA COLUMNA
DE PLATOS
a) Diseño para alimentaciones intermedias a las columnas
Existen diferentes dispositivos para la introducción de una alimentación intermedia
a la columna de platos, eligiendo el dispositivo que se muestra en la figura 2.8 por ser el
más adecuado cuando la composición contiene algo de vapor y también por disponer de
un distribuidor el cual nos permite una repartición homogénea del flujo líquido/vapor a
través de todo el plato debido a que éste consta con un gran diámetro. Este tipo de
dispositivo es usado para columnas donde la longitud del rebosadero excede los 5 ft. La
distancia recomendada entre el distribuidor y el vertedero varía entre 3 y u in. Las
aperturas del distribuidor deben estar orientadas 45º desde la vertical hacia el vertedero.
Figura 2.9.7 Dispositivo alimentación intermedia
En la etapa número uno, obtenemos un caudal de 384.46 m3/h (0.1068 m3/s),
además si suponemos una velocidad típica en tuberías de 1.5 m/s, calcularemos el área
de la tubería de alimentación y el diámetro de la misma.
A=
Q 0.1068
=
= 0.0712m 2
V
1 .5
A=
π ·D 2
4
→ D = 0.3011m
b) Dispositivos de fondo de columna
Se va a utilizar un dispositivo con deflector y de un paso por el rehervidor, estos
equipos se utilizan normalmente con hervidores termosifonados en grandes columnas
(> 3 ft in de diámetro). Estos dispositivos proporcionan un flujo constante de líquido al
rehervidor. Esta característica es muy importante en sistemas a vacío para un
funcionamiento estable del termosifón. El dispositivo de un paso por el hervidor solo se
80
puede usar cuando la cantidad de líquido vaporizada es menor del 20-30 por ciento de la
cantidad de líquido que desciende por la columna. Esto se debe a que la termosifonación
está limitada a una vaporización del 20 al 30%.
Figura 2.9.8 Dispositivo fondo columna
•
El caudal de la tubería de salida al rehervidor es de 0.01688 m3/s
s=
•
Q 0.01688
π ·d 2
=
= 0.01126m → s =
→ d = 0.11973m
V
1 .5
4
Con este diámetro podemos dimensionar el dispositivo:
c = 0.0445m = 1.752' '
w = c + 1 / 2' ' = 2.252' '
x = d + 2 = 6.461' '
y = 6' '
x + y = 12.461' ' > 1.5' '·d = 6.691' '
2.9.4- DISEÑO MECÁNICO
En la torre de destilación se producen transformaciones físicas de las sustancias,
por tanto son consideradas recipientes a presión, ya que se encuadran entre los aparatos
constituidos por una envolvente metálica que es capaz de contener un fluido líquido o
81
gaseoso, cuyas condiciones de temperatura y presión son distintas a las del medio
ambiente.
Todo recipiente a presión consta de:
•
•
•
•
Envolvente
o Cubierta
o Cabezales
Dispositivos de sujeción o apoyo
Conexiones
Accesorios
Envolvente
Es una envoltura metálica que forma propiamente el recipiente. Los aparatos
cilíndricos son los más utilizados, y en ellos la envolvente está formada, básicamente,
por dos elementos: la parte cilíndrica (carcasa) y los fondos o cabezales. Si la cubierta
está constituida por varios cilindros de diversos diámetros, la unión entre ellos se realiza
generalmente por figuras troncocónicas que realizan la transición.
Cubierta
La cubierta está formada por una serie de virolas soldadas unas con otras, y la
suma de las alturas de los cilindros obtenidos por las virolas es la requerida por la
cubierta.
Las cubiertas pueden ser además de simples o estar compuestas por un metal y
un revestimiento interno o externo, de diversa naturaleza y función:
•
•
Vitrificada: Se usan para el contacto con atmósferas corrosivas. Las bocas y
accesorios internos no deben vitrificarse
Refractarios: Permiten reducir costes cuando la temperatura excede la del uso de
los metales comunes. Se refrigeran bien con aire o con camisas de agua.
Cabezales
Los cabezales o fondos son las etapas que cierran la carcasa. Normalmente son
bombeados. En todos los fondos se realiza la transición de una figura bombeada a una
cilíndrica, que es la cubierta; esta línea de transición está sometida a grandes tensiones
axiales y es por tanto, el punto más débil de los recipientes; así que no es aconsejable
realizar la soldadura de unión fondo cubierta en esta línea.
De entre todos los tipos de cabezales existentes son los elípticos los más idóneos
para el diseño de las torres de extracción y destilación, ya que en ambas operaciones se
trabaja a baja, media presión. Son los fondos formados por una elipse de revolución.
Los fondos empleados son los elípticos con relación de ejes 2:1
82
Dispositivos de sujeción y apoyo
Todos los recipientes están sometidos a diversas cargas, el peso propio, peso del
líquido en operación normal, peso de todos los accesorios internos o externos, cargas
debido al viento, incluso, las cargas debidas a un terremoto. Es por esto, por lo que todo
recipiente debe ser soportado.
Los dispositivos de apoyo, así como los pernos de anclaje que los fijan al suelo o
estructura portante, deben estar dimensionados para que resistan cada una de las
condiciones de carga posible del recipiente.
Las dos columnas son recipientes verticales, por tanto, los dispositivos de apoyo
pueden ser patas, faldón cilíndrico o cónico o ménsulas.
De entre todos estos dispositivos, es el faldón cilíndrico o cónico el tipo de
apoyo más utilizado para torres y recipientes de tamaño medio y grande. Ya que estos
recipientes no pueden ser soportados por patas, tanto por su tamaño como por tener que
transmitir esfuerzos grandes.
Los faldones cilíndricos consisten en un cilindro soldado al fondo, repartiéndose
la carga a lo largo del perímetro de la circunferencia de la soldadura, evitando
concentraciones de esfuerzos en la envolvente y disminuyendo la presión transmitida al
suelo.
Los pernos de anclaje se sitúan a lo largo del perímetro de la circunferencia de
apoyo y a una distancia entre 400 mm y 600 mm, según el tamaño y el número
requerido. En todo caso, el número de pernos deberá ser múltiplo de 4 (4, 8, 12, 20, 24).
Para evitar momentos debidos al peso del recipiente se debe realizar el faldón de
forma que su diámetro medio coincida con el diámetro medio de la cubierta.
Al diseñar el faldón se ha de tener en cuenta que ha de incluirse un acceso a su
interior y unas ventilaciones para evitar la acumulación de gases en su parte interna.
Conexiones
Todo recipiente debe tener como mínimo una conexión de entrada del fluido y
otra de salida, aunque siempre tienen muchas más. Seguidamente se indican los
servicios más comunes que precisan conexiones en el recipiente:
83
•
•
•
•
Den entrada y salida de fluidos
Para instrumentos, como manómetros, termómetros, indicadores o reguladores
de nivel.
Para válvula de seguridad
Para servicios tales como drenaje, venteo, de limpieza, paso de hombre, paso de
mano, etc.
Salvo en casos excepcionales, las conexiones se realizan embridadas, ya que
permiten su montaje sin tener que realizar ningún corte ni soldadura. Solamente en
casos de fluidos extremadamente tóxicos, o altamente explosivos en contacto con el
aire, se realizan las conexiones soldadas. Se ha realizado el diseño con conexiones
embridadas.
Las diversas partes que conforman la conexión embridada son las siguientes:
•
•
•
•
•
•
Tubuladura
Placas de refuerzo
Brida
Pernos y turcas
Juntas o guarniciones
Tapas o bridas ciegas para las conexiones de servicios
Accesorios externos
Los más comunes son:
•
•
•
•
•
Soportes de instalación del aislamiento
Anclajes para aplicación de protección contra incendios
Soportes de escalera y plataformas
Soportes para tuberías
Pescantes
Material
Tanto las características de corrosión de los fluidos involucrados y los costos
deciden al material aceptable para la construcción de la carcasa y los platos.
Se ha elegido acero inoxidable AISI 304 tanto para la construcción de la carcasa
como para los platos al no ser especialmente corrosivos los componentes de la corriente
de proceso.
El acero inoxidable AISI 304 es una aleación con 18% Cr y 8% Ni con una
excelente resistencia a la corrosión, a la presión y disponibilidad en el mercado. La
temperatura máxima de operación para el acero inoxidable AISI 304 es de 760º C. la
dureza del acero inoxidable AISI 304 es de 160 HB
Espesor
84
Para el cálculo del espesor de la cubierta cilíndrica elegida, se emplea la
expresión:
P· R
t=
+C
S · E − 0 .6 P
Para el cálculo del espesor del cabezal semielipsoidal elegido, utilizaremos la
siguiente expresión:
t=
P· D
+C
2·S ·E − 0.2 P
Donde “t” es el espesor de la cubierta en pulgadas, “P” es la presión máxima de trabajo
en PSI, “R” es el radio interno, en pulgadas, “S” es el esfuerzo máximo admisible, en
lb/pulg2, “E” es la eficacia de la soldadura y “C” es la concesión de la corrosión, en
pulgadas.
La presión máxima de trabajo es el resultado de multiplicar la presión de trabajo
por 1,25. De esta forma:
P = 4 × 1.25 = 5atm = 72.5 PSI
La norma ASME indica valores de los esfuerzos máximos admisibles (S,
lb/pulg2) para cada material en función de la temperatura de trabajo.
Interpolando para la temperatura media de trabajo (T = 44.05º C) se obtiene un
valor de tensión de 17.2 kPSI/pulg2, es decir, S = 17200 PSI/pulg2.
S (Kpsi/pulg2) Temperatura (ºC)
Interpolación de esfuerzos
-30
18.7
340
11.2
17.2
44.05
Para el diseño de los cabezales y de la cubierta, se toma una eficiencia de
la junta como soldadura doble inspeccionada visualmente, donde E toma el valor de
0.85.
Finalmente, la concesión de corrosión, C, vale 0.125 pulgadas.
85
4
Presión Operación, P (atm)
5
Presión de Diseño, Pmax(atm)
72.5
Presión de Diseño, Pmax (PSI)
234.02
Diámetro (pulg)
0.85
Eficiencia junta (Adim)
2
Esfuerzo máximo admisible, S (PSI/pulg ) 17200
Pulgadas Metros
1.414
0.0359
Espesor cubierta cilíndrica
1.411
0.0358
Espesor cabezal elipsoidal
86
2.9.5.- HOJA DE ESPECIFICACIONES
Item
T-100
HOJA DE ESPECIFICACIONES
TORRE DE DESTILACIÓN T-100
CLIENTE: Dpto. Ing. Química y Ambiental, UPCT
PLANTA:
SERVICIO DE LA UNIDAD:
Caudal total
Líquido
Vapor
Temperatura cabeza
Temperatura fondo
Presión de operación
Densidad líquido
Densidad vapor
Viscosidad
Conductividad térmica
Tipo de columna
SOLICITUD Nº : 1
FECHA:
CONDICIONES DE OPERACIÓN
Kg/h
689276
Kg/h
343209
Kg/h
346067
ºC
4.6
ºC
83.5
Atm
4
3
Kg/m
733.722
3
Kg/m
2560
Pa·s
0.0003
W/m·
0.183
k
Columna de platos
CARACTERÍSTICAS TÉCNICAS
PLATOS SOPORTE
Número de Platos
Tipo
Diámetro perforaciones
Altura rebosadero
Longitud rebosadero
Espaciado entre platos
Espesor
Nº pasos
Diámetro interior cubierta
Altura total columna
Caída presión total
Espesor cubierta
Cabezales
Espesor cabezal
Apoyo y sujecciones
Envolvente
28
Perforados
0.25
2
180.04
30
0.078
1
Pulg.
Pulg.
Pulg.
Pulg.
Pulg.
DIMENSIONES DE LA COLUMNA
m
5.944
m
26.85
atm
0.22
m
0.0359
Elípticos
m
0.0358
Faldón
MATERIALES
Platos
Acero inoxidable AISI-304
Soporte
Acero inoxidable AISI-304
CONSTRUCCIÓN
Presión de diseño
Presión de prueba
Temperatura de diseño
NºRev
Fecha
Atm
Atm
ºC
Inspección taller
Radiografía
Prueba hidrostática
NOTAS
Revisado por
Comprobado
Aprobado
87
2.10. REHERVIDOR E-500
En el caso del rehervidor, el diseño es muy parecido al del condensador,
teniendo en cuenta que esta vez el fluido entrante es líquido que sale como vapor, sin
que se produzca una disminución de la temperatura, sino solamente un cambio de fase.
Es por ello por lo que en esta ocasión únicamente se debe tener en cuenta el calor
latente de vaporización y no el calor sensible.
El mecanismo de transferencia de calor desde una superficie sumergida hacia la
masa de un líquido depende de la diferencia de temperatura entre la superficie caliente y
el líquido y consta de cuatro estados o regímenes:
1. Convección natural: A valores de ∆Tb < 10º C, cuando el líquido está
por debajo de su punto de ebullición, el calor es transferido por
convección natural, así, sobre la superficie caliente ocurre una lenta
ebullición formándose burbujas de vapor las cuales ascienden a la
superficie del líquido donde se libera formando vapor.
2. Ebullición nucleada: Se forman núcleos de vapor en oquedades de la
superficie. Estos núcleos crecen vaporizando el líquido que les rodea
hasta que la fuerza de empuje los eleva a la superficie en forma de
burbujas. Los vaporizadores se diseñan para operar en este régimen.
3. Régimen intermedio: Caracterizado por la formación ocasional de una
película de vapor que aísla térmicamente la superficie del seno del
líquido. Transmisión de calor inestable. Debe evitarse este régimen.
4. Ebullición en película: A grandes valores de ∆Tb se forma una película
de vapor prácticamente estática entre la superficie del tubo y el seno del
líquido.
Figura 2.9 – distintos regímenes en la vaporización de un fluido
88
Se desea realizar una vaporización parcial del líquido que sale por el fondo de la
columna para devolver parte de él a la torre de destilación.
Dado que el calderín se cuenta como una etapa más, la corriente de entrada será
la del penúltimo plato, siendo:
Figura 2.10 – Composición de la corriente en el penúltimo plato de la columna (Chemcad)
En este caso, el método de diseño a seguir es el que se esquematiza en la
siguiente figura:
Figura 2.11 – Proceso general de diseño para un vaporizador
89
2.10.1.- SELECCIÓN DEL FLUIDO TÉRMICO
Como podemos observar en la siguiente tabla, el líquido que se obtiene por la
parte inferior de la columna se encuentra a 359.4 K y se pretende calentar hasta alcanzar
una temperatura de 359.6 K.
Te = 400 K
Ts = 390.4 K
Agua
Te = 359.4 K
Ts = 359.6 K
Proceso
31
∆T1 =Ts(agua) – Te (proceso)
40.4
∆T2 = Te(agua) – Ts (proceso)
LMTD
35.49
La expresión destinada al cálculo de la LMTD tiene la forma:
LMTD =
∆T1 − ∆T2
∆T
ln 1
∆T2
Los fluidos se disponen en contracorriente y las diferencias de temperaturas se
reflejan en la figura 2.12
Figura 2.12.- Contacto en contracorriente
Se ha seleccionado como fluido térmico agua, ya que la temperatura del líquido
a la salida de la columna es inferior a 373 K (100º C).
Los fluidos se disponen a contracorriente y las diferencias de temperatura se
reflejan a continuación.
90
2.10.2.- DISTRIBUCIÓN DE FLUIDOS Y TIPO DE INTERCAMBIADOR
Distribución de los fluidos
Se ha determinado que el fluido que debe ir por el interior de los tubos es el agua
(fluido térmico) y por la carcasa el de proceso. Por tanto, la vaporización se produce en
el exterior del haz de tubos.
Selección del tipo de intercambiador
El vaporizador diseñado es un Kettle. En el tipo Kettle el haz de tubos es en “U”
y está dentro de una carcasa de diámetro aumentado para facilitar la separación del
vapor. Un rebosadero mantiene el nivel de líquido por encima del haz de tubos. El
vaporizador interno no tiene carcasa y la longitud del haz de tubos está limitado por el
diámetro de la columna.
Figura 2.13.- Intercambiador tipo Kettle
La principal ventaja que ofrece este vaporizador será su estabilidad, es insensible
a grandes cambios en los caudales y condiciones de proceso, además es útil para altos
flujos de transmisión de calor. Su coste es intermedio, ya que el aumento de coste por la
mayor carcasa se compensa por el menor coste en tuberías. Tiene tendencia al
ensuciamiento.
La elección del tipo de vaporizador se ha llevado a cabo siguiendo el esquema
de la figura 2.14:
Figura 2.14.- Esquema tipo vaporizador
91
Puesto que el fluido es limpio, de baja viscosidad y gran área requerida, se ha
seleccionado el Kettle.
Tema
El intercambiador de carcasa y tubo será según la denominación TEMA del tipo
AKT.
•
El cabezal tipo A – o tipo carrete-, es la configuración estándar para
fluidos sucios en el lado de los tubos pues permite la limpieza de los
tubos con facilidad tan solo con desmontar la tapa, no siendo necesario
desmontar las conexiones a proceso.
Figura 2.15.- Cabezal
•
La carcasa tipo K es una carcasa de flujo cruzado, empleada en los
evaporadores de marmita (Kettle). Se caracteriza por presentar un
espacio superior para la separación del vapor en forma de una carcasa de
mayor diámetro.
Figura 2.16.- Carcasa
•
El cabezal de retorno es de tipo T, se trata de un cabezal flotante
extraíble, en éste, el haz de tubos se puede retirar del casco sin desmontar
ni la cubierta del casco ni la del cabezal flotador. Esta característica
reduce el tiempo de mantenimiento durante la inspección y las
reparaciones.
Figura 2.17.- Cabezal de retorno
92
Material de construcción
Como material de diseño, tanto para la carcasa como para los tubos se ha elegido
acero al carbono, debido a su bajo coste.
2.10.3.- ASIGNACIÓN DE LOS PARÁMETROS GEOMÉTRICOS
La asignación de los parámetros geométricos que se citan a continuación tiene
como objeto el cálculo del calor disponible con el fin de poder evaluar el
sobredimensionamiento del diseño del equipo. Dicho proceso llevado a cabo es un
proceso iterativo de ensayo y error, siendo los resultados finales obtenidos los señalados
a continuación.
Diseño de los tubos
Pulgadas
Espesor del tubo (Xw)
0.98
Diámetro exterior (Dot)
0.87
Diámetro interior (Dit)
240.16
Longitud de tubo
Número de tubos
Metros
(18 BWG)
0.025
0.022
6.1
4226
Diseño de la carcasa
Se ha seleccionado un arreglo triangular para la disposición de los tubos. El
ángulo del arreglo triangular dispuesto es de 60º.
El número de pasos en la carcasa depende del cabezal de retorno. Con el
escogido para el diseño, el número de pasos es 2.
Pulgadas Metros
151.2
3.84
Diámetro carcasa exterior
150
3.81
Diámetro carcasa interior
1.25
0.03175
Espaciado entre tubos
93
Deflectores
Los deflectores tienen como función principal guiar al fluido que circula por la
carcasa, aumentando mediante su correcto diseño el coeficiente de transmisión de calor.
Los deflectores segmentados dan un alto coeficiente de transmisión de calor.
Figura 2.18.- Deflectores segmentados
0.8635 m
Espaciado entre deflectores (Lb)
Segmentados
Tipo
15%
Corte deflectores
10
Número deflectores
´
Área
2055.69
Área total (m2)
2
Área requerida (m ) 1766.12
2021.43
Área efectiva (m2)
2.10.4.- EVALUACIÓN DEL DISEÑO
Sobredimensionado
El diseño será correcto si el calor disponible es mayor al calor requerido como es
el caso. Para llegar a este diseño se han ido modificando los parámetros geométricos
tales como el diámetro exterior de tubo, longitud de tubo, diámetro de la carcasa,
número de tubos y espesor de los mismos.
S% =
Qdisp − Qreq
Qreq
× 100 =
1602.31 − 1399.31
× 100 = 14.46%
1399.31
Además el sobredimensionamiento con respecto a los calores debe estar entre un
10 y un 20%. En nuestro caso obtenemos un 14.46%, lo cual se considera aceptable.
Velocidad en tubos y carcasa
La velocidad en los tubos es de 1.43 m/s mientras que la velocidad en la
carcasa tiene un valor de 1.46 m/s, considerándose ambos valores aceptables con los
requerimientos del diseño.
94
2.10.5.- HOJA DE ESPECIFICACIONES
Item
E-500
HOJA DE ESPECIFICACIONES
INTERCAMBIADOR DE CALOR E-500
CLIENTE: Dpto. Ing. Química y Ambiental, UPCT
PLANTA:
SERVICIO DE LA UNIDAD:
Fluido circulante
Caudal total
Temperatura entrada
Temperatura salida
Presión
SOLICITUD Nº : 1
FECHA:
CONDICIONES DE OPERACIÓN
TUBOS
Agua
Kmol/h
8514.48
ºC
127
ºC
117.44
Atm
2
Coeficiente de transmisión
LMTD
Área disponible
TEMA
Deflectores
Nº Deflectores
Corte
Sobredimensionado
DISEÑO TUBOS
Nº Tubos
Diámetro exterior
Pulgadas
Diámetro interior
Pulgadas
Espesor
BWG
Espaciado
Pulgadas
Claro
Pulgadas
Pérdida de carga
atm
DATOS DE DISEÑO
2
W /m ·K
ºC
2
M
%
%
4226
0.98
0.87
18
1.26
CARCASA
C. Proceso
11525.88
87.41
87.2
2.22
1602.31
35.49
2021.43
AKT
Segmentados
10
15
14.46
DISEÑO CARCASA
Disposición
Diámetro carcasa
Pulgadas
Diámetro haz de tubos Pulgadas
Espesor
M
Longitud
m
0.34
Pérdida de carga
atm
151.2
6.1
0.34
MATERIALES
Deflectores
Acero al carbono
Acero al carbono
Toberas
Acero al carbono
Acero al carbono
Aislamiento
Acero al carbono
CONSTRUCCIÓN
Presión de diseño
atm
Inspección taller
Presión de prueba
atm
Radiografía
Temperatura de diseño ºC
Prueba hidrostática
Carcasa
Cabezales
Tubos
NºRev
Fecha
NOTAS
Revisado por
Comprobado
Aprobado
95
2.11. CONDENSADOR E-400
El condensador es la primera etapa ideal en el cálculo de las columnas de
destilación. En él se pretende condensar el vapor de salida de la columna.
El líquido obtenido en el condensador, se divide en el reflujo, una fracción que
se recircula a la columna, manteniéndose un flujo descendiente a través de ella,
estableciendo el contacto con la fase vapor ascendente, y otra fracción que forma la
corriente número 15 del proceso.
El diseño óptimo del condensador va a ser muy importante ya que constituye
uno de los costes energéticos más importantes del proceso.
Según la teoría de la condensación, cuando el vapor a condensar es una mezcla
multicomponente, como es el caso, se va a formar una interfase condensado-vapor en la
que la condensación de las moléculas condensantes es menor, y se centran allí
moléculas no condensantes.
Esto genera un gradiente que hace que la temperatura del vapor (Tv) y la
temperatura del condensado (Tc) difieran, provocando la aparición de dos resistencias a
la transmisión del calor: una en la película estacionaria en el vapor y otra formada por la
propia película de condensado.
Por tanto se puede decir que:
Figura 2.19.- Teoría de la condensación
dQ = (Calor _ transferido _ vapor → Condensado ) + (Calor _ transferido _ condensado → Vapor )
dQ = hv (Tv − Tc) + hcf (Tc − Tw)
Hay que tener en cuenta que el calor transferido desde el vapor al condensado se
descompones a su vez en calor sensible y calor latente, el cociente de estos últimos se
denomina factor de difusión (Φd).
96
Por tanto, el calor se va a determinar mediante:
dQ = hsv (Tv − Tc ) + λvap k AG (PAV − PAC ) + hcf (TC − TW )
Se ha considerado que las composiciones de la corriente de entrada al
condensador se corresponden con las del plato 1 de la columna de destilación, si bien,
puede ser que CHEMCAD considere este plato 1 como el propio condensador:
Figura 2.20.- Composición de la corriente en el plato superior de la columna (Chemcad)
En este caso, el método de diseño a seguir es el que se esquematiza en la
siguiente figura:
Figura 2.21- Proceso general de diseño para un condensador
97
2.11.1.- SELECCIÓN MEDIO REFRIGERANTE
Se pretende disminuir la temperatura desde 349.35 K hasta 277.57 K, por tanto,
no podemos utilizar como fluido refrigerante agua ya que el punto de congelación de
ésta es de 0 ºC (273 K). Por ello, se ha elegido como fluido refrigerante freon 134a.
Te = 243.87 K
Ts = 250 K
Freon 134a
Te = 349.35 K
Ts = 277.57 K
Proceso
-99.35
∆T1 =Ts(freon 134a) – Te (proceso)
-33.7
∆T2 = Te(freon 134a) – Ts (proceso)
LMTD
60.7
La expresión destinada al cálculo de la LMTD tiene la forma:
LMTD =
∆T1 − ∆T2
∆T
ln 1
∆T2
En cuanto al cálculo de la LMTD, se ha llevado a cabo con un contacto a
contracorriente entre el fluido refrigerante (freon 134a) y el vapor a condensar.
Figura 2.22.- Contacto en contracorriente
2.11.2.- DISTRIBUCIÓN DE FLUIDOS Y TIPO DE INTERCAMBIADOR
Distribución de los fluidos
Se ha determinado que el fluido que debe ir por el interior de los tubos es el de
proceso y por la carcasa el freon 134a. Por tanto, la condensación se produce en el lado
de los tubos.
98
Selección del tipo de intercambiador
El condensador diseñado es vertical de tipo “E” como el que se muestra en la
figura 2.18. Su principal inconveniente es que no permite una limpieza mecánica
obligando a realizar limpiezas químicas aunque cabe destacar como ventaja que la
operación es estable.
Figura 2.23.- Condensador vertical tipo E
Además, es un intercambiador de placas tubulares fijas cuya elección se ha
realizado siguiendo el siguiente esquema:
Figura 2.24.- Selección del tipo de intercambiador
Los intercambiadores de placas tubulares fijas son de bajo coste aunque como
inconveniente cabe destacar su limitación a fluidos limpios por carcasa y su incapacidad
de absorber el stress térmico de grandes diferencias de temperatura.
99
Tema
El intercambiador de carcasa y tubo será según la denominación TEMA del tipo
AEL.
•
El cabezal tipo A – o tipo carrete-, es la configuración estándar para
fluidos sucios en el lado de los tubos pues permite la limpieza de los
tubos con facilidad tan solo con desmontar la tapa, no siendo necesario
desmontar las conexiones a proceso.
Figura 2.25.- Cabezal
•
La carcasa tipo E es la más común. Es una carcasa en un solo paso en
donde el fluido entra por un extremo y sale por el otro.
Figura 2.26.- Carcasa
•
El cabezal de retorno es tipo L. Con estos cabezales de retorno, el haz
de tubos queda fijado por ambos extremos a las placas tubulares por lo
que se les llama cambiadores de placas tubulares fijas. Su principal
ventaja es su bajo coste debido a la sencillez de sus cabezales. Sus
principales desventajas son que está limitado a fluidos limpios por la
carcasa (no puede limpiarse mecánicamente) y al estar fijo no tiene
libertad para dilatar quedando limitado a pequeños saltos térmicos.
Figura 2.27.- Cabezal de retorno
Material de construcción
Como material de diseño, tanto para la carcasa como para los tubos se ha elegido
acero al carbono, debido a su bajo coste.
100
2.11.3.- ASIGNACIÓN DE LOS PARÁMETROS GEOMÉTRICOS
Tal y como hemos expresado previamente en el caso del intercambiador de calor
E- 500, el modo de proceder para el diseño de cualquier tipo de intercambiador consiste
en un proceso iterativo de asignación de los parámetros que se enuncian a continuación
en función de determinados posibles valores y variando según los criterios previamente
establecidos, los cuales se encontrarán tabulados.
Tras realizar el proceso iterativo de asignación de los distintos parámetros
pertinentes para conseguir el diseño del intercambiador se detectaron dos problemas:
•
•
Las velocidades tanto en tubos como en carcasa obtenidas son muy
elevadas
El sobredimensionado excede el 20%
Se ha decidido insertar dos condensadores iguales en paralelo ya que el
programa de simulación Chemcad no contempla la posibilidad de trabajar con una
columna con dos condensadores ya incluidos en ella.
Así, los valores finales obtenidos en el diseño del intercambiador E-400 una vez
insertados los dos condensadores en paralelo se muestran a continuación.
Diseño de los tubos
Pulgadas
Espesor del tubo (Xw)
1.25
Diámetro exterior (Dot)
1.12
Diámetro interior (Dit)
120
Longitud de tubo
Número de tubos
Metros
(18 BWG)
0.03175
0.0284
3.048
68
Diseño de la carcasa
Se ha seleccionado un arreglo triangular para la disposición de los tubos. El
ángulo del arreglo triangular dispuesto es de 60º.
El número de pasos en la carcasa depende del cabezal de retorno. Con el
escogido para el diseño, el número de pasos es 1.
Pulgadas Metros
15.25
0.38735
Diámetro carcasa
0.71
0.0179
Claro entre tubos
1.56
0.0397
Espaciado entre tubos
101
Deflectores
0.1743 m
Espaciado entre deflectores (Lb)
Segmentados
Tipo
15%
Corte deflectores
44
Número deflectores
´
Área
20.67
Área total (m2)
2
Área requerida (m ) 16.91
18.77
Área efectiva (m2)
2.11.4.- EVALUACIÓN DEL DISEÑO
Sobredimensionado
A continuación hay que evaluar la idoneidad del diseño, si este incumple las
condiciones posteriormente indicadas, habrá que modificar los parámetros de diseño:
•
•
•
•
•
•
Diámetro de la carcasa (Ds)
Longitud del tubo (Lt)
Diámetro exterior del tubo (Dot)
Pitch (P)
Corte entre deflectores (C)
Espaciado entre deflectores (Lb)
S% =
Adisp − Areq
18.77 − 16.91
× 100 =
× 100 = 11.01%
Areq
16.91
Además el sobredimensionamiento con respecto a los calores debe estar entre un
10 y un 20%. En nuestro caso obtenemos un 11.01%, lo cual se considera aceptable.
Velocidad en tubos y carcasa
La velocidad en los tubos es de 2.73 m/s mientras que la velocidad en la
carcasa tiene un valor de 1.55 m/s, considerándose ambos valores aceptables con los
requerimientos del diseño.
A la luz de los resultados obtenidos se puede concluir que el diseño es idóneo,
ya que cumple los requisitos imprescindibles en cuanto a sobredimensionamiento y
velocidades tanto en carcasa como en tubos.
102
2.11.5.- HOJA DE ESPECIFICACIONES
Item
E-400
HOJA DE ESPECIFICACIONES
INTERCAMBIADOR DE CALOR E-400
CLIENTE: Dpto. Ing. Química y Ambiental, UPCT
PLANTA:
SERVICIO DE LA UNIDAD:
SOLICITUD Nº : 1
FECHA:
CONDICIONES DE OPERACIÓN
TUBOS
C. Proceso
Kmol/h
33.21
ºC
76.35
ºC
4.57
Atm
2
Fluido circulante
Caudal total
Temperatura entrada
Temperatura salida
Presión
Coeficiente de transmisión
LMTD
Área disponible
TEMA
Deflectores
Nº Deflectores
Corte
Sobredimensionado
DISEÑO TUBOS
Nº Tubos
Diámetro exterior
Pulgadas
Diámetro interior
Pulgadas
Espesor
BWG
Espaciado
Pulgadas
Claro
Pulgadas
Pérdida de carga
Atm
DATOS DE DISEÑO
2
W /m ·K
ºC
2
M
%
%
68
1.26
1.10
18
1.57
0.71
0.34
27.1
60.7
18.77
AEL
Segmentados
44
15
11.01
DISEÑO CARCASA
Disposición
Diámetro carcasa
Pulgadas
Diámetro haz de tubos Pulgadas
Espesor
m
Longitud
Pies
Pérdida de carga
MATERIALES
Deflectores
Acero al carbono
Toberas
Acero al carbono
Aislamiento
Acero al carbono
Carcasa
Cabezales
Tubos
CARCASA
Freon 134ª
4.52
-23
-29.13
1.2
vertical
15.25
Atm
0.34
Acero al carbono
Acero al carbono
CONSTRUCCIÓN
Presión de diseño
Presión de prueba
Temperatura de diseño
NºRev
Fecha
atm
atm
ºC
Inspección taller
Radiografía
Prueba hidrostática
NOTAS
Revisado por
Comprobado
Aprobado
103
2.12. COLUMNA DE DESTILACIÓN T-200
2.12.1. DISEÑO DE LA COLUMNA.
Para realizar el balance de materia de la columna de destilación tenemos en cuenta la
corriente de la alimentación de la columna (T-200). Los datos de la alimentación de la
columna (T-200) son los siguientes:
Temp K
Pres atm
Fracción de vapor
Entalpía MJ/h
Corriente total
Unidad corriente total
Unidad composición
Monóxido de carbono
Hidrógeno
Metanol
Metano
Dióxido de carbono
Agua
Etano
Dimetil éter
Etanol
Acetona
Freón 134ª
356.459
2
0
-319847.2
1365.756
Kmol/h
Fracción molar
0
0
0.9920647
0
0
0.00707895
0
3.5567e-17
0.0008486
7.8212e-6
0
Composición de la alimentación
Se realiza un balance de materia para determinar la composición de las corrientes del
fondo y de la cabeza. Para ello, hay que tener en cuenta que es una corriente de
alimentación de 1356.76 kmol/h y que se pretende obtener 41.670 Kg/h y con una
pureza no inferiior de 0.998% de metanol.
Se obtiene las siguientes tablas:
Corriente de cabeza
356.5112
Temp K
2
Pres atm
0
Fracción de vapor
-317971
Entalpía MJ/h
43283.58
Corriente total
Unidad corriente total Kg/h
Kg/h
Unidad composición
Monóxido de carbono 0
0
Hidrógeno
42980.15
Metanol
0
Metano
0
Dióxido de carbono
104
Agua
Etano
Dimetil éter
Etanol
Acetona
Freón 134ª
262.1126
0
2.2378e-12
40.69696
0.6203644
0
Corriente de fondo:
Temp K
Pres atm
Fracción de vapor
Entalpía MJ/h
Corriente total
Unidad corriente total
Unidad composición
Monóxido de carbono
Hidrógeno
Metanol
Metano
Dióxido de carbono
Agua
Etano
Dimetil éter
Etanol
Acetona
Freón 134ª
363.3396
2
0
-5624.616
22.22605
Kmol/h
Kmol/h
0
0
12.87145
0
0
9.092787
0
0
0.2618143
6.884161e-7
0
Se obtiene un caudal de cabeza de 432883.58 kmol/h y un caudal de fondo de 22.23
kmol/h.
Para el cálculo del número mínimo de etapas utilizamos el método de Fenske.
Método de Fenske
Se aplica para una separación especificada entre los componentes clave de una mezcla
multicomponente. Con ello se obtiene el número mínimo de etapas de equilibrio, que
corresponde a la condición de reflujo total.
La siguiente ecuación refleja los enriquecimientos relativos para cada par de
componentes i, j a través de una columna de N etapas teóricas de equilibrio.
Donde;
105
αK es la volatilidad relativa entre los componentes clave i, j; donde i es el clave ligero y j
es el clave pesado. En la composición se considera clave ligero al metanol y al resto
clave pesado.
Si la volatilidad relativa se puede considerar como constante, entonces la ecuación
anterior se puede expresar de la forma:
Donde;
i= componente clave ligero
j= componente clave pesado
l= Fondo de la columna de destilación
N+1 = Cabeza de la columna de destilación
K= es la constante de equilibrio entre la fase liquida y gas
plato
1
15
Ki
1,01
1,38
Kj
0,48
0,45
αi,j
2,1
3,1
αi,j = 2.54
plato
I
j
1 0.0000015
15
0,902
0,21
0,84
N min= 12.78 etapas redondeando nos quedan 13 etapas minimas.
Correlación de O´Connell
Se utiliza para estimar la eficiencia real de los platos ya que teóricamente suponemos
una eficiencia del 100%, lo cual en la práctica no se puede llevar a cabo.
Eduljee (1958) ha expresado la correlación de O´Connell de la siguiente forma:
106
Donde:
µ=Viscosidad molar promedio del líquido, Pa.s
α = Volatilidad relativa promedio del clave ligero
µ = 3 * 10-4 Pa.s
α =2.54
E0=80%
El número de platos reales se obtiene de la siguiente manera;
Nreal= (12.78-1)/0.80=14.73
Por lo tanto, se obtiene 15 etapas reales.
2.12.2. HIDRÁULICA DE PLATOS.
Se determinan los parámetros que resultan imprescindibles en el diseño de la columna,
algunos de ellos son el diámetro, altura, tipo de columna, pérdida de carga y
condiciones de inundación.
Tipo de columna
Se ha seleccionado una columna de platos tipo towr, estas son más usadas en
comparación con las torres de relleno. Las columnas de platos permiten reducir la
dispersión axial y se consigue un mayor contacto en cada etapa.
Las columnas para extracción presentan los mismos problemas que en destilación:
inundación, arrastre y, en menor medida, goteo.
No obstante se ha elegido la columna de platos porque es mucho más efectiva que la de
relleno cuando se opera con elevados volúmenes de líquido.
Para el diseño hidráulico de la columna de platos que se ha elegido se realiza los
siguientes pasos;
Previamente se hara una configuración estándar, los datos están recogidos en la
siguiente tabla:
Parametro
Espaciado entre platos
Espesor del plato
Diámetro de perforaciones
Altura del rebosadero
Numero de pasos
Factor de inundación
Factor de goteo
Factor de espuma
Símbolo
Ts
Td
Dh
Hw
Np
Ff
Wf
Sf
Valor
25
0,078
1,000
0,75
1
0,82
0,6
0,79
unidades
pulgadas
pulgadas
pulgadas
pulgadas
-
Estos datos son tomados sin cálculo previo basándonos en los límites aceptables.
Además se necesita la siguiente información adicional:
107
CAUDAL
CORIENTE m3/h
40769,613
GAS
LIQUIDO 91,204
CAUDAL
ft3/s
407,69613
-
CAUDAL
Gpm
401,2976
DENSIDAD
kg/m3
2,261
729,391
DENSIDAD
Lb/ft3
0,12
45,51
MASICO
kg/h
262398,055
220432,242
Velocidad de inundación.
Se calcula mediante la aplicacion de las siguientes fórmulas.
Unf 5,838484832 Ft/s
Cbs
Flv
0,38
0,046771854
108
Quedando la velocidad de inundación Us igual a 4.962712107 ft/s.
. Cálculo de la velocidad del líquido en el vertedero
197,5
gpm/ft2
199,59
gpm/ft2
218,22
gpm/ft2
Distribución geométrica del plato.
Los valores a estimar son el area total del plato, el area de los vertederos y el area
activa, suponiendo para platos de un solo paso.
At
82,1518801
ft2
Ad
2,45196496
ft2
Aa
77,24795018 ft2
Donde:
At= área total, ft2
Ad= área vertederos, ft2
109
Aa= área activa, ft2
V= caudal volumétrico de gas, ft3/s
L= caudal volumétrico del líquido, gpm
us= velocidad superficial del gas en condiciones de operación (0.85 x unf), ft/s
ud= velocidad de líquido en el vertedero, gpm/ft2
Ff= factor de inundación, (adim)
El resto de la geometría del plato se determina mediante las tablas adjuintas en donde se
determina la anchura del vertedero (H) y la longitud del rebosadero (Lw) en función del
cociente entre el área de vertederos y el área total del plato (Ad/At = 0.030)
H/D
0675
0680
0685
0690
0695
H/D 0,0687
Lw/D 0,5054
L/D
5018
5035
5052
5069
5086
Ad/At
0292
0295
0298
0301
0304
H 0,700752243 ft
Lw 5,168175668 ft
El diámetro de la torre se obtiene a partir del área total, mediante:
D = 10.2299 ft
Por último se determina la longitud de la trayectoria de flujo (FPL), como la distancia
libre entre vertederos, esto es:
FPL = 8.828455 ft
Recálculo del área activa por iteración
Usar las ecuaciones suministradas por cada fabricante de platos. Por ejemplo, para los
internos más comunes hoy día (platos de válvulas) la empresa Glitsch Inc., sugiere usar
para sus válvulas tipo Ballast la siguiente ecuación:
110
Aa = 81.72 ft2
Donde:
Aa = área activa, ft2
L = caudal volumétrico de líquido, gpm
V = caudal volumétrico de gas, ft3/s
ρL, ρv = densidad de líquido y vapor, lb/ft3
FPL = longitud de la trayectoria de flujo en el plato, ft
Sf = factor de espuma, (adim)
Ff = factor de inundación, (adim)
Caf = factor de capacidad, (adim). Se obtiene en función del espaciado entre platos
mediante la menor de las tres correlaciones siguientes:
0,47
0,45
0,58
Carga del rebosadero.
Para platos de un solo paso se calcula mediante,
WL = 77.64782504 gpm/ft
WL = carga hidráulica del plato por unidad de longitud de rebosadero, gpm/ft
L = caudal de líquido en el plato, gpm
LW = longitud del rebosadero, ft
Al ser la carga del rebosadero menor de 96 gpm/ft no hace falta cambiar el número de
pasos por plato, pasando directamente al punto 7.
Comprobar el porcentaje de arrastre.
La fracción de líquido arrastrada se determina mediante la correlación:
111
Donde,
Ff = factor de inundación, (adim)
Flv = parámetro de flujo calculado mediante:
L = caudal volumétrico de líquido, gpm
V = caudal volumétrico de gas, ft3/s
ρL, ρv = densidad de líquido y vapor, lb/ft3
Flv = 0.000503428
Ψ = 0.001151781
Al ser Ψ menor de 0,2 no tenemos que modificar el diseño y podemos continuar con la
hidráulica de platos.
Cálculo de pérdidas de presión en los platos
hd = caída de presión a través de las perforaciones en plato seco, pulgadas.
hl = presión hidrostática debida a la masa de líquido aireado sobre el plato, pulgadas.
Para calcular la caída de presión en plato seco, utilícese la correlación de Leibson et al:
V = caudal del gas, ft3/s
ρL, ρV = densidad de líquido y vapor, lb/ft3
Ah = área ocupada por las perforaciones, ft2
Se calcula mediante las siguientes expresiones:
Donde P es la distancia entre los centros de las perforaciones. Para la distribución
triangular se usan espaciados de 3, 3.5, 4, 4.5 y 6 pulgadas.
112
En nuestro caso P = 3 pulgadas, dh = 0.083 y Ah = 8.260827944
Se ha seleccionado un espaciado P de 3 pulgadas para que el área de perforaciones
fuera la mayor posible.
CV = coeficiente de descarga, que se obtiene a partir de la correlación:
CV = 0,819383164
hd = 1.779259556 pulgadas
Estimar el diámetro de la columna, basado en consideraciones de inundación.
Para calcular la presión hidrostática debida a la masa de líquido aireada utilícese la
correlación de Fair:
Donde:
hw = altura del rebosadero, pulgadas.
how = altura de la cresta sobre el rebosadero, pulgadas. Para calcularla, utilícese las
ecuaciones para vertederos de Francis. Para un vertedero segmentado, la ecuación es:
Donde:
L = caudal del líquido, gpm
Lw = longitud del rebosadero.
how = 1.666760771 pulgadas
β = coeficiente de aireación que se obtiene a partir de la correlación:
donde Fs es un parámetro que es función del área activa:
Fs = 1.828269642
113
β = 0.596450251
hl = 1.441477568 pulgadas
ht = 3.220737124 pulgadas.
Para pasar la caída de presión total de pulgadas de líquido a libras por pulgada cuadrada
(psi), utilícese la siguiente fórmula de conversión:
Si el resultado obtenido es menor de 0.1no tenemos que modificar nada del diseño, y
que por tanto podemos continuar con la hidráulica de los platos.
AP = 0.084823927 psi
Pérdidas por goteo.
Para determinar si nos encontramos en régimen de goteo, calcular la pérdida de carga
debida a la formación de burbujas mediante:
hσ = pérdida de carga debida a la formación de burbujas, pulgadas.
σL = tensión superficial del líquido, dinas/cm.
ρL = densidad de líquido, lb/ft3
dh = diámetro de las perforaciones o agujeros, pulgadas.
σl (mayoritariamente metanol) = 0.055 dinas/cm
hσ = 4.8341 e-5 pulgadas
La ausencia de goteo se garantiza cuando se cumple el criterio:
hd+hσ = 1.779307897
hL = 1.441477568
1.78>1.44 con lo que se cumple el criterio.
Determinar la estabilidad de la columna.
Para operación estable de la columna en estado estacionario se debe verificar el criterio:
Donde:
114
hl = presión hidrostática debida a la masa de líquido aireada sobre el plato, pulgadas.
hhg = gradiente hidráulico en el plato, pulgadas.
Para el cálculo del gradiente hidráulico ( hhg), utilícese la siguiente expresión:
Donde:
Rh = radio hidráulico, (ft) definido como el cocientre entre la sección transversal y el
perímetro mojado del plato:
Siendo:
Df = media entre el diámetro de la torre y la longitud del rebosadero, pulgadas.
hf = altura real de la espuma sobre el plato, (pulgadas). Se calcula mediante:
FPL = longitud de la trayectoria de flujo en el plato, ft.
g = constante de gravitación universal, (32.2 ft/s2)
uL = velocidad lineal de la masa de líquido aireada (ft/s). Se calcula mediante:
L = caudal volumétrico de líquido en el plato, (ft3/s).
f = factor de fricción de Fanning. Se obtiene en función del número de Reynolds y de la
altura de rebosadero (hw) a partir de la figura:
115
hhg = 0.10165616 pulgadas.
Rh = 0.5360125 ft.
hf = 7.7264811 pulgadas.
uL = 36.593433 ft/s
Df = 7.9906771 pulgadas.
Re = 0.0013492
f = 0.038
hhg < hl/2
0.10165616 < 0.720738784
Se cumple la condición anterior por lo que no tenemos que modificar el diseño y
podemos continuar con la hidráulica de platos.
Calcular la capacidad del vertedero.
La altura de líquido existente en estado estacionario en el vertedero se calcula mediante
el siguiente equilibrio de presiones:
hdc = altura de líquido en el vertedero, pulgadas.
ht = caída de presión total en el plato, pulgadas.
hw = altura del rebosadero, pulgadas.
how = altura de la cresta sobre el rebosadero, pulgadas.
hhg = gradiente hidráulico en el plato, pulgadas.
hda = caída de presión debida a la fricción bajo el vertedero, pulgadas.
Para el cálculo de la caída de presión debida a la fricción bajo el vertedero (hda),
utilícese la fórmula propuesta por Fair:
Donde:
L = caudal líquido, gpm
Aud = área libre para el flujo de líquido bajo el vertedero, ft2. se calcula como una
fracción del área del vertedero. La práctica habitual es usar la siguiente aproximación:
hda = 0.84489493 pulgadas.
Aud = 1.29825283 pulgadas.
hdc = 6.23643551 pulgadas.
Para determinar si el vertedero diseñado es capaz de manejar el líquido se utiliza el
criterio:
6.223643551 < 12.5
116
El vertedero diseñado es capaz de manejar el líquido.
Cálculo la cantidad de líquido retenida en el plato.
ML = cantidad de l´liquido retenida en el plato, lb
hl = altura de líquido en el plato, pulgadas.
hdc = altura de líquido en el vertedero, pulgadas.
Aa = área activa, ft.
Ad = área de vertederos.
ρL = densidad del líquido, lb/ft3
ML = 480.173519 lb
Cabecera:
Para este equipo elegimos el dispositivo b, ya que frece una mejor distribución del
liquido que el resto de dispositivos, su uso no genera un efecto cascada en la
alimentación y además la boca puede ser orientada ligeramente.
Diámetro máximo de la boca: 6“
Dimensión:
- de x: 4”
- de y: 12”
- de z: 6”
Entrada:
Para el equipo diseñado hemos seleccionado el dispositivo i ya que es recomendado
para columnas donde la longitud del rebosadero es mayor de 5 feet. La distancia
recomendada entre el distribuidor y el vertedero es entre 3 y 4 pulgadas. Las aperturas
del distribuidor deben estar orientadas 45º desde la vertical hacia el vertedero. El
diámetro de la tubería es de 6 pulgadas.
117
Fondo:
A la hora de diseñar el fondo de la columna hay que tener en cuenta el siguiente
problema, que la boca de retorno del rehervidor este por debajo del nivel de liquido.
Siendo el nivel máximo de liquido en el fondo de la columna de 30 pulgadas, con unos
tubos de 6 pulgadas.
Resumen de datos e la columna:
Diseño de platos:
Dimensiones de la columna
Nº de platos: 15
Alimentación : plato10
Eficiencia: 80%
Tipo de plato: válvula tipo ballast
Espaciado entre platos: 25”
Longitud del rebosadero: 5.17 feet.
Altura del vertedero: 0.75”
Diámetro de la columa: 10.23 feet
Altura total de la columna: 475 “
Material: acero inoxidable AISI 304
FONDO
S: 12”
C: 5”
118
Diámetro de perforaciones: 1”
Espesor del plato: 0.078 “
Material: acero inoxidable AISI 304
Anchura del vertedero: 0.70 feet
Numero de paso plato: 1
Distribución de las perforaciones:
triangular
Distancia entre perforaciones: 3 “
Carga hidráulica:77.65 gpm / ft
Radio hidraulico: 0.54 ft
Altura del liquido en el vertedero: 6.22
ft
Alimentación:
Tipo: i
Diámetro de tubería: 10”
Material: acero inoxidable AISI 304
W: 5.5”
X: 12”
Y: 6”
Z: 2”
Nivel máximo de liquido: 30”
Material: acero inoxidable AISI 304
Diámetro de tubería: 10”
CABECERA:
Tipo : b
X: 4”
Y: 12”
Z: 6”
Diámetro de tubería: 10”
Material: acero inoxidable AISI 304
2.12.3 DISEÑO MECANICO DE LA COLUMNA
Con la denominación de recipientes a presión se encuadra a los aparatos constituidos
por una envolvente, normalmente metálica, capaz de contener un fluido, líquido o
gaseoso, cuyas condiciones de temperatura y presión son distintas a las del medio
ambiente.
En toda planta industrial existen recipientes a presión que desarrollan diversas
funciones, tales como:
Reactores: en ellos se producen transformaciones químicas, en condiciones de
temperatura y presión normalmente severas.
Torres: en ellas se producen transformaciones físicas, tales como separación de
componentes ligeros y pesados, absorción, arrastre con vapor...
Recipientes: en ellos pueden producirse transformaciones físicas (separación de líquidovapor, separación de dos líquidos no miscibles con diferentes densidades) o
simplemente realizan la misión de acumulación de fluido.
La forma más común de los recipientes a presión es la cilíndrica, por su más fácil
construcción y requerir menores espesores que otras formas geométricas para resistir
una misma presión, salvo la forma esférica, cuyo uso se reduce a grandes esferas de
almacenamiento, dada su mayor complejidad en la construcción.
2.12.3.1 PARTE DESCRIPTIVA
Todo recipiente a presión está formado por la envolvente, dispositivos de sujeción o
apoyo del propio equipo, conexiones por las que entran y salen los fluidos, elementos en
el interior y accesorios en el exterior del recipiente. A continuación se procede a
119
describir brevemente cada una de estas partes, mostrando la diversidad de posibilidades
en cada una de ellas:
-ENVOLVENTES
Es una envoltura metálica que forma propiamente el recipiente. Los aparatos cilíndricos
son los más utilizados, y en ellos la envolvente está formada, básicamente, por dos
elementos: la parte cilíndrica o cubierta (carcasa) y los fondos o cabezales. Si la cubierta
está constituida por varios cilindros de diversos diámetros, la unión entre ellos se realiza
generalmente por figuras troncocónicas que realizan la transición.
a) Cubierta La cubierta está formada por una serie de virolas soldadas unas con otras,
entendiéndose por virola un trozo de tubería o una chapa que convenientemente curvada
y soldada forma un cilindro sin soldaduras circunferenciales.
La unión de varias virolas forma la cubierta, de forma que la suma de las alturas de los
cilindros obtenidos por las virolas sea la requerida por la cubierta.
Las soldaduras de una virola son axiales o longitudinales, ya que están realizadas
siguiendo la generatriz del cilindro, al contrario, las soldaduras que unen virolas, o los
cabezales con la cubierta, son circunferenciales o transversales, por estar realizadas
siguiendo una circunferencia situada, obviamente, en un plano perpendicular al eje del
cilindro.
Cuando el diámetro de cubierta es menor de 24 pulgadas (60.9 cm) se utiliza,
normalmente, tubería, y en diámetros superiores se realiza a partir de chapa. En este
caso se utiliza chapa.
Las cubiertas pueden ser además simples o estar compuestas de un metal y un
revestimiento interno o externo, de diversa naturaleza y función:
Vitrificadas: Se usan para el contacto con atmósferas corrosivas reduciendo el coste
respecto de si todo el recipiente se hubiera construido de un metal resistente a la
corrosión. Las bocas y accesorios internos no deben vitrificarse.
Refractarios: Permiten reducir costes cuando la temperatura excede la del uso de los
metales comunes. Los refractarios pueden usarse cuando el espesor necesario del metal
es superior a 6 pulgadas.
Se refrigeran externamente bien con aire o con camisas de agua. El material ha de
seleccionarse con cuidado.
b) Cabezales Los cabezales o fondos son las tapas que cierran la carcasa. Normalmente
son bombeados, existiendo una gran diversidad de tipos entre ellos, y como excepción
existen los fondos cónicos y planos, de muy reducida utilización.
Todos estos fondos se realizan a partir de chapa, a la que mediante estampación se le da
la forma deseada, salvo el caso de fondos cónicos y planos.
Los tipos más usuales son:
-
Semiesféricos
Elípticos
Policéntricos
120
-
Cónicos
Planos
- En nuestro caso se utiliza cabezales semiesféricos;
Son los formados por media esfera soldada a la cubierta. Su radio medio es igual al
radio medio de la cubierta. El espesor requerido para resistir la presión es inferior al
requerido en la cubierta cilíndrica, y como dato aproximado se puede adoptar que el
espesor del cabezal es la mitad del espesor de la cubierta. La construcción de este tipo
de fondos es más costosa que el resto de los fondos bombeados, por lo que se restringe a
casos específicos de grandes espesores o materiales especiales, aunque resultan los más
económicos para altas presiones, pudiendo construirse de hasta 12 ft (3.6m)
Es posible construir cabezales de tipo semiesférico mayores de 12 ft mediante soldadura
de elementos de cabezales elípticos, pero esta opción incrementa el coste.
Cada tobera de entrada o salida del reactor también incrementa su coste, no solo por el
precio de la misma sino porque es necesario reforzar las paredes del recipiente en las
proximidades de la misma.
-DISPOSITIVOS DE SUJECION O APOYO
Los dispositivos de sujeción son los siguientes;
Patas: Con este tipo de dispositivo de sujeción el recipiente se apoya en 3 o 4 patas
soldadas a la cubierta. Cada pata está fijada al suelo por un perno de anclaje que resiste
las cargas de tracción.
Faldón cilíndrico o cónico: En los recipientes que no pueden ser soportados por patas,
bien sea por su tamaño o por tener que transmitir esfuerzos grandes, se utilizan los
faldones cilíndricos, consistentes en un cilindro soldado al fondo. Con este tipo de
apoyo la carga se reparte uniformemente a lo largo del perímetro de la circunferencia de
soldadura, evitando concentraciones de esfuerzos en la envolvente y disminuyendo la
presión transmitida al suelo.
Los pernos de anclaje se sitúan a lo largo del perímetro de la circunferencia de apoyo y
a una distancia entre 400 y 600 mm, según el tamaño y el número requerido. En todo
caso, el número de pernos deberá ser múltiplo de 4.
121
Al diseñar los faldones debe tener en cuenta que ha de incluirse un acceso a su interior
(dimensiones mínimas de 600 mm de diámetro) y unas ventilaciones para evitar la
acumulación de gases en su parte interna.
Ménsulas: Es el tipo de apoyo utilizado en recipientes verticales que deben soportarse
en estructuras portantes, cuando las dimensiones y cargas no son muy grandes. El
número de ménsulas utilizadas son 2, 4,8 y raramente mayor, pero si así fuera necesario,
su número deberá ser múltiplo de 4.
Al igual que las patas, pueden ser soldadas directamente a la cubierta o a una placa de
refuerzo soldada al recipiente.
La disposición de la columna es vertical y se utiliza como apoyo el faldón cilíndrico.
-CONEXIONES
Todo recipiente debe tener como mínimo una conexión de entrada del fluido y otra de
salida, aunque siempre tienen muchas más. Seguidamente se indican los servicios más
comunes que precisan conexiones en el recipiente:
-
De entrada y salida de fluidos.
Para instrumentos, como manómetros, termómetros, indicadores o reguladores
de nivel.
Para válvula de seguridad
Para servicios tales como drenaje, venteo, de limpieza, paso de hombre, paso de
mano, etc.
Salvo en casos excepcionales, las conexiones se realizan embridadas, ya que permiten
su montaje y desmontaje sin tener que realizar ningún corte ni soldadura. Solamente en
casos de fluidos extremadamente tóxicos, o altamente explosivos en contacto con el
aire, se realizan las conexiones soldadas.
Se ha utilizado en el diseño conexiones embridadas. Las diversas partes que conforman
la conexión embridada son las siguientes:
-
Tubuladura.
Placas de refuerzo.
Brida.
Pernos y turcas.
Juntas o guarniciones.
Tapas o bridas ciegas para las conexiones de servicios.
-ACCESORIOS EXTERNOS
En la parte exterior de la envolvente van soldados numerosos accesorios, de los cuales
indicaremos los más comunes:
-Soportes de instalación del aislamiento: Cuando la temperatura del fluido interior es
superior a 60º C, o bien inferior a 0º C, se debe instalar un aislante para impedir la
pérdida de calor o evitar el calentamiento del interior, así como por protección personal.
Para poder aplicar el aislamiento se sueldan unos anillos que servirán de soporte de las
mantas de aislamiento.
122
-Anclajes para aplicación de protección contra incendios: Si un equipo está instalado
en una zona donde existe peligro de incendio, se aplica a su parte inferior (soporte
normalmente) un cemento que los protege del fuego. Para aplicar este cemento se
sueldan unos anclajes que sirven de soporte del cemento antifuego.
-Soportes de escalera y plataformas: Cuando se prevé instalar escaleras y plataformas,
se sueldan unas pequeñas placas en la envolvente (clips), a las que se atornillan estas
escaleras y plataformas para su sujeción.
-Soportes para tuberías: De igual forma que para las escaleras se instalan unos clips
para la soportación de las tuberías que bajan a lo largo del recipiente.
-Pescantes: Si el recipiente contiene elementos pesados en su interior, como platos,
rellenos, etc., es necesario instalar un pescante en la parte superior del equipo para
facilitar en la instalación la retirada de dichos elementos.
2.12.4. HOJA DE ESPECIFICACIONES.
HOJA DE ESPECIFICACIONES
TORRE DE DESTILACIÓN T-200
Item
T-200
CLIENTE: Dpto. Ing. Química y Ambiental, UPCT
SOLICITUD Nº : 1
PLANTA:
FECHA:
SERVICIO DE LA UNIDAD:
CONDICIONES DE OPERACIÓN
Kg/h
43643.86
Caudal total
Kg/h
43643.86
Líquido
Kg/h
0
Vapor
K
356
Temperatura cabeza
K
392
Temperatura fondo
Atm
2
Presión de operación
3
Kg/m
733.722
Densidad líquido
3
Kg/m
2560
Densidad vapor
Pa·s
0.0003
Viscosidad
0.183
Conductividad térmica W/m·k
Columna de platos
Tipo de columna
CARACTERÍSTICAS TÉCNICAS
PLATOS SOPORTE
15
Número de Platos
Perforados
Tipo
1
Diámetro perforaciones
Pulg.
0.75
Altura vertedero
Pulg.
123
Longitud rebosadero
Espaciado entre platos
Espesor
Nº pasos
5.17
25
0.078
Pies
Pulg.
Pulg.
1
DIMENSIONES DE LA COLUMNA
3.12
Diámetro interior cubierta m
m
12.07
Altura total columna
atm
0.22
Caída presión total
m
0.0359
Espesor cubierta
Elípticos
Cabezales
m
0.0358
Espesor cabezal
Faldón
Apoyo y sujecciones
Envolvente
MATERIALES
Platos
Acero inoxidable AISI-304
Soporte
Presión de diseño
Presión de prueba
Temperatura de
diseño
NºRev
Fecha
Atm
Atm
Acero inoxidable AISI-304
CONSTRUCCIÓN
Inspección taller
Radiografía
ºC
Prueba hidrostática
NOTAS
Revisado por
Comprobado
Aprobado
124
2.13. REHERVIDOR E-700
El diseño del vaporizador es muy parecido al del condensador .El vaporizador va a tener
cuatro tipos de regímenes como se puede observar en la siguiente imagen:
Los tipos de regímenes son los siguientes;
1. A valores de ∆Tb<10ºC el calor se transmite por convección natural hacia la
superficie libre del liquido donde se libera formando vapor. No hay formación de
burbujas en el seno del líquido.
2. Se forman núcleos de vapor en oquedades de la superficie. Estos núcleos crecen
vaporizando el líquido que les rodea hasta que la fuerza de empuje los eleva a la
superficie en forma de burbujas. Los vaporizadores se diseñan para operar este régimen.
3. Régimen intermedio caracterizado por la formación ocasional de una película de
vapor que aísla térmicamente la superficie del seno del líquido. Transmisión de calor
inestable. Debe evitarse este régimen.
4. a grandes valores de ∆Tb se forma una película de vapor prácticamente estática entre
la superficie del tubo y el seno del líquido.
Para llevar a cabo el diseño del vaporizador se utiliza el siguiente esquema:
125
Fig.2.17. Esquema del diseño del vaporizador.
2.13.1 ESTIMACION DEL AREA REQUERIDA
Cálculo del calor
Como el líquido a vaporizar tiene un 99% de MTBE se utiliza la siguiente ecuación;
Q =λvap•V
Donde
Q = es el calor global
λvap = es el calor latente de vaporización.
V= es el caudal que se introduce en la columna.
Q= 2,27•106 W
Estimación del coeficiente global de transmisión de calor
Se utiliza vapor de agua por lo tanto el valor de U puede tomar un valor entre 1500 4250 (W/m2•ºC). Estos valores se encuentran en la siguiente tabla:
126
Fig.2.18. Coeficiente U.
El valor de U que utilizamos es de 1600 (W/m2•K).
Cálculo de la LMTD
Para el cálculo de LMTD utilizamos la siguiente formula;
En este caso el sentido de la corriente del proceso y el fluido térmico es a
contracorriente. Como fluido térmico se utiliza vapor de agua que tiene una temperatura
de entrada de 394 K y una temperatura de salida de 363.3 K. La corriente del proceso
tiene una temperatura de 359.38 K y una temperatura de salida de 363.34 K. Se obtiene
un valor de LMTD de 30.33
Estimación preliminar del área
Como en casos anteriores la formula del área preliminar o estimada que se utiliza es;
Q= U•A•LMTD
El área preliminar es de 570.07 m2.
2.13.2 TIPO DE VAPORIZADOR
Los distintos tipos de vaporizadores son los siguientes;
En estos equipos la vaporización tiene lugar en el exterior del haz de tubos. El fluido
calefactor circula por el interior de los tubos.
En el tipo Kettle el haz de tubos es en “U”y está dentro de una carcasa de diámetro
aumentado para facilitar la separación del vapor. Un rebosadero mantiene el nivel de
líquido por encima del haz de tubos. El vaporizador interno no tiene carcasa y la
longitud del haz de tubos está limitada por el diámetro de la columna.
127
Los termosifones son unidades en las que el fluido a vaporizar circula a alta velocidad
por un intercambiador convencional. Pueden ser de circulación natural (por gravedad) o
de circulación forzada con la ayuda de una bomba en el circuito. La posición horizontal
es para vaporización en la carcasa y la vertical para vaporización en los tubos.
En la siguiente tabla se recoge información de los distintos vaporizadores:
Transmisión de calor
Kettle
Altos
flujos
de
transmisión de calor
Interno
La limitación en la
longitud impuesta por
el diámetro de la
columna limita los flujos
obtenibles.ineficientes
para grandes DT.
Termosifón
vertical
El área esta limitada
por
restricciones
estructurales
de
longitud y diámetro de
la carcasa.
Termosifón
horizontal
Se puede disponer de
más área que en la
disposición
vertical.
Flujos
térmicos
similares.
Termosifón
de
circulación
forzada
Coeficiente
de
transmisión de calor
muy elevados aunque
no compensan los altos
costes de bombeo en
Costes del equipo y de la
instalación
Intermedio.el aumento de
coste por la mayor carcasa
se compensa por el menor
coste en tuberías.
Operación
Mantenimiento
Muy estable. Inestable
a grandes cambios en
los
caudales
y
condiciones del proceso
Son los más baratos,
especialmente
si
se
requieren
áreas
moderadas. La brida de
conexión del haz a la
columna puede encarecer
un poco.
Son los mas baratos entre
los termosifones y los
segundos después de los
internos, a pesar de
requerir tuberías cortas de
diámetro grande y faldón
estructural mas largo para
la columna.
Muy estable igual que
el Kettle
Tiene
mayor
tendencia
al
ensuciamiento.
No
recomendables para
servicios sucios.
Ligeramente menos
sucios que los Kettle
pero requieren parar
y drenar la columna
para la limpieza.
Mas
caros
que
los
verticales
pues
la
configuración habitual son
las carcasas tipo G,H o J
que
requieren
una
instalación de tuberías y
una superestructura mas
compleja.
los costes de bombeo son
muy altos
y solo se
compensan en el caso de
fluidos muy viscosos o por
la posibilidad de usar
La estabilidad depende
del equilibrio de presión
entre el flujo bifásico de
los tubos y la carga
hidrostática del líquido
de la columna. No
recomendables
para
amplias
fluctuaciones
en el proceso.
Menos sensibles a las
fluctuaciones
en
velocidad y cambios del
proceso
que
los
verticales,
siendo
similar a los Kettle e
internos.
Debido al movimiento
del fluido la velocidad
del ensuciamiento es
menor que en los
Kettle
y en los
internos.
El
ensuciamiento de los
tubos es mas sencillo
de limpiar.
Velocidades
de
ensuciamiento lentas
pero
al
ser
la
vaporización en la
carcasa son mas
difíciles de limpiar
que los verticales.
Estable si la fracción
vaporizada es pequeña.
Muy apropiado para
servicios
muy
viscosos y sucios
donde el ahorro en
mantenimiento
128
fluidos de viscosidad
ordinaria.
diámetros mas pequeños
cuando no hay espacio y
la unidad esta lejos de la
columna
Utilizando la tabla anterior
adecuado:
compensa los altos
costes de bombeo.
y el siguiente esquema se elige el vaporizador más
Se utiliza un vaporizador Kettle ya que el metanol se considera prácticamente puro
además no es un fluido sucio ni viscoso. Este tipo de vaporizador es muy estable, la
vaporización sucede en el exterior del haz de tubos mientras que el fluido térmico
circula por el interior de los tubos.
2.13.3 CONFIGURACION GEOMETRICA
Diseño de la carcasa
El arreglo escogido para el calderín es el triangular ya que se usa como fluido
calentador es vapor de agua y presenta problemas de limpieza, por ello circula por las
tuberías del calderín. Además el arreglo triangular permite la colocación de mayores
números de tubos que la cuadrada. El ángulo del arreglo triangular es de 30ºC.
El tipo de carcasa seleccionado es el tipo K;
129
Ya que es un intercambiador de flujo cruzado, se caracteriza por presentar un espacio
superior para la separación del vapor en forma de una carcasa de mayor diámetro.
Diseño de cabecera
La cabecera del intercambiador será de tipo B debido a que la limpieza de los tubos es
mas complicada, el nivel ensuciamiento del agua es realmente bajo por lo que no será
un gran problema, no obstante esta carcasa es mas eficaz que la A en las presiones de
trabajo.
Diseño del cabezal de retorno
El retorno del intercambiador será de tipo M su rendimiento a presiones elevadas es
mucho mayor que en el retorno tipo A.
Diseño de los tubos
Se utiliza un diámetro exterior de 3/4”, es decir, 19,05 mm. El espesor del tubo que se
ha seleccionado es de 14 BWG, es decir, 2 mm. Con estos datos podemos calcular el
diámetro interior del tubo con la siguiente formula;
Dti= Dto-2•Xw
Se obtiene un diámetro interno de 15mm.
Con respecto a la longitud de los tubos se ha asignado una longitud de 4.2m.
Para calcular el número de tubos se utiliza la siguiente ecuación:
Np es el numero de pasos, en este caso tenemos 2 pasos. Por lo tanto se obtiene 3300
números de tubos. El diámetro de la carcasa es de 2.5 m. Se elige un arreglo triangular,
por lo tanto, el calculo del espaciado entre tubos es el siguiente;
P=1.25•Dto
P=23.81mm.
Con estos datos se puede obtener la distancia entre tubos;
C=P-Dto
C=4.76mm.
130
Diseño de los deflectores
Elegimos los deflectores segmentados, el espaciado entre los deflectores supone un
41.25% del diámetro de la carcasa;
Lb=0.45•Dc
Lb=1.125m.
El valor del corte del deflector es de un 41.25% del diámetro de la carcasa. Para obtener
el número de deflectores se utiliza la siguiente ecuación;
Nb= Lt/Lb-1
Nb= 3
Cálculo del área real
Una vez obtenidos todos los datos ya se puede calcular el área real;
Se obtiene un área de 814.43 m2.
2.13.4 CALCULO DEL CALOR DISPONIBLE
Para el cálculo del calor disponible se utiliza la siguiente ecuación;
Qdisp= qb•Adisp
Cálculo de hnb
Para obtener el coeficiente de transmisión de calor en ebullición nucleada hay que
calcular dos términos que lo componen, como lo son el coeficiente de ebullición
nucleada a una presión reducida de referencia (hnb, ref) y el coeficiente por convección
natural para el MTBE (hnc):
-Cálculo de hnb, ref;
La ecuación que se utiliza es la siguiente;
Donde
-A* es un termino que se calcula con la siguiente ecuación;
Pc es la presión crítica
-Fp es el factor de corrección de presión y se define en la siguiente ecuación;
Pr es la presión reducida de referencia.
-qb es el calor y se obtiene con la siguiente ecuación;
131
Sabiendo que;
Tw= es la temperatura de la pared
Tf= es la temperatura del fluido
- Cálculo de hnc;
La ecuación que se utiliza es la siguiente;
Donde
Gr es el número de Grashoff que se calcula de la siguiente forma;
Pr es el numero de Prandtl se calcula de la siguiente forma;
β es el coeficiente de expansión térmica y su valor se obtiene de la siguiente ecuación;
Una aproximación a la ecuación es la siguiente;
Para obtener el valor de β se hace una representación grafica de ln(1/ρL) frente a T. Se
va ha obtener una ecuación que hay que derivarla respecto de T. Sustituyendo el valor
de T por 359.38ºC, se obtiene un valor de β =0.0079.
Los resultados finales son;
qb= 1593
hnb= 2530
Cálculo del calor disponible
Con los datos que se han obtenido se puede calcular el calor disponible;
Qdisp= qb•Adisp=1593•814=13.MW
132
2.13.5 EVALUACION DEL DISEÑO
Cálculo del sobredimensionado
Para que el sobredimensionado sea aceptable tiene que estar entre un 10-20%.
S= (Qdisp – Qreq)/Qreq =0.15=15%
Por lo tanto, se obtiene un sobredimensionado aceptable.
Cálculo de la pérdida de carga en el lado de los tubos
Se utiliza la siguiente ecuación;
Donde
∆Pt = es la caída de presión en los tramos rectos.
∆Pr= es la caída de presión en los cabezales de retorno.
-Calculo de ∆Pt;
Donde
n= numero de pasos en los tubos
Dt= diámetro interior de los tubos
Lt= longitud de los tubo
f = factor de fricción
ut= velocidad del fluido en los tubos
- Calculo de ∆Pr
Donde
Kn= 1.8
La perdida de carga se calcula de la misma manera que en el condensador. Por lo tanto,
se obtiene una perdida de carga en el lado de los tubos de 5.15 Pa.
Cálculo de la pérdida de carga en el lado de la carcasa
La ecuación que se utiliza es la misma que para el condensador;
Por lo tanto, la perdida de carga en el lado de la carcasa es de 1.42 Pa.
133
2.13.6. HOJA ESPECIFICACIONES.
Item
E-700
HOJA DE ESPECIFICACIONES
INTERCAMBIADOR DE CALOR E-700
CLIENTE: Dpto. Ing. Química y Ambiental, UPCT
PLANTA:
SERVICIO DE LA UNIDAD:
Fluido circulante
Caudal total
Temperatura entrada
Temperatura salida
Presión
SOLICITUD Nº : 1
FECHA:
CONDICIONES DE OPERACIÓN
TUBOS
Agua
Kmol/h
K
394
K
363.3
atm
2
Coeficiente de transmisión
LMTD
Área disponible
TEMA
Deflectores
Nº Deflectores
Corte
Sobredimensionado
DISEÑO TUBOS
Nº Tubos
Diámetro exterior
Pulgadas
Diámetro interior
Pulgadas
Espesor
BWG
Espaciado
Pulgadas
Longitud tubo
M
Pérdida de carga
Pa
DATOS DE DISEÑO
2
W /m ·K
ºC
2
M
%
%
4226
3/4
0.59
14
0.94
4.2
5.15
CARCASA
C. Proceso
359.38
363.34
2.22
1600
30.33
814.43
BKM
Segmentados
3
41.25
15
DISEÑO CARCASA
Disposición
Diámetro carcasa
M
Diámetro haz de tubos Pulgadas
Espesor
M
Longitud
m
Pérdida de carga
Pa
2.5
4.2
1.42
MATERIALES
Deflectores
Acero al carbono
Acero al carbono
Toberas
Acero al carbono
Acero al carbono
Aislamiento
Acero al carbono
CONSTRUCCIÓN
Presión de diseño
atm
Inspección taller
Presión de prueba
atm
Radiografía
Temperatura de diseño ºC
Prueba hidrostática
Carcasa
Cabezales
Tubos
NºRev
Fecha
NOTAS
Revisado por
Comprobado
Aprobado
134
2.14. CONDENSADOR E-600
El condensador y el vaporizador son la primera y última etapa ideal en el cálculo de las
columnas de destilación. La composición local de estos platos y la entalpía de las
corrientes determina la capacidad que va a necesitarse en estas unidades.
El diseño óptimo de condensadores y vaporizadores es muy crítico pues constituyen una
parte muy importante de los costes energéticos del proceso
En ambos casos, tanto el condensador como el vaporizador se diseñan de forma similar
a cualquier intercambiador de calor, presentando en ambos casos ciertas
particularidades.
El esquema general que se va a seguir para el condensador es el siguiente:
135
Fig.2.9. Proceso general de diseño de un condensador.
2.14.1 CALCULO DE LA CARGA TERMICA
Cálculo del coeficiente de transmisión de calor
A partir de la siguiente tabla se estima el coeficiente global de transmisión de calor:
Fluidos
U (w/m2 •ºC)
MIN
Compuesto orgánico Compuesto orgánico 60
MAX
350
Utilizamos un coeficiente global de transmisión de calor de U de 156 w/m2 •ºC ya que
se trata un compuesto orgánico con otro compuesto orgánico.
Cálculo de LMTD
Para el cálculo de LMTD utilizamos la siguiente formula;
Los datos son los siguientes:
136
Te(k) Ts(k)
340
FREON 134a 263
356.50 340
VAPOR
Tabla.2.9. Calculo de la LMTD
Se obtiene un LMTD de 73.75.
Utilizando el programa de Chemcad calculamos el área estimada
A=2860m2
La cantidad de calor necesaria para la condensación es la siguiente;
Q=U•A•LMTD
Q= 32,97 MW
2.14.2 TIPO DE CONDENSADOR
La condensación del vapor se puede llevar a cabo en la carcasa o en los tubos y también
puede ser horizontal o vertical. Los tipos de condensadores son los siguientes:
137
Las características de los distintos condensadores son las siguientes:
Configuración
Condensació
n
en carcasa
Horizonta
l
Tipo E
Horizonta
l
Tipo J
Horizonta
l
Tipo X
Vertical
Tipo E
Transmisión
del calor
Coste
Operación
Mantenimient
o
Buena
transmisión del
calor
especialmente
si se ajusta el
espaciado entre
deflectores.
Como el tipo E
pero mas apto
cuando
hay
limitaciones en
∆p
de
la
carcasa.
Mejor que el J
para
limitaciones en
∆p pero el J es
mejor
en
transferencia de
calor.
Preferible si el
fluido
refrigerante
esta
en
ebullición o si
se
necesita
subenfriamiento
.
Construcció
n
simple,
por tanto de
bajo coste.
La operación
puede
ser
poco estable
por
acumulación
de
condensado
s y/o gases
inertes
La orientación
horizontal
facilita
la
limpieza
mecánica.
Algo
más
caro por la
necesidad
de
un
soporte
estructural
más
complejo.
Operación
mas estable
por un mejor
drenaje
y
venteo que
el horizontal.
La
limpieza
mecánica
se
hace
mas
compleja
requiriendo
casi
siempre
limpieza
química.
138
Condensació
n
en tubos
Horizonta
l
Tipo E
Preferible si la
condensación
tiene lugar en
régimen
de
fuerzas
de
corte.
Construcció
n
simple,
por tanto de
bajo coste.
A
bajos
caudales la
operación es
inestable y
fluctuante.
Mejor limpieza
mecánica.
Vertical
Tipo E
Preferible si se
necesita
subenfriamiento
. Mas flexible
en cuanto a
regimenes de
flujo.
Algo
más
caro por la
necesidad
de
un
soporte
estructural
más
complejo.
Operación
mas estable.
La
limpieza
mecánica
se
hace
mas
compleja
requiriendo
casi
siempre
limpieza
química.
Tabla.2.11. Características de los condensadores.
Los criterios de selección del condensador son los siguientes:
Condensación en carcasa Condensación en tubos
Orientación Orientación Orientación Orientación
horizontal
vertical
horizontal
vertical
Mayor
bueno
regular
Bueno
regular
coeficiente U
Refrigerante
bueno
bueno
Regular
regular
sucio
Hay
regular
bueno
Regular
bueno
incondensables
Subenfriamiento regular
bueno
Regular
bueno
necesario
Se utiliza un condensador vertical tipo E y con condensación en los tubos debido a que
no tenemos un coeficiente global de transmisión de calor muy alto y el refrigerante no
es sucio.
2.14.3 CONFIGURACION GEOMETRICA
Diseño de la carcasa
El arreglo escogido para el condensador es el triangular ya que se usa como fluido
refrigerante freón 134a, siendo este el que circulara por los tubos y no presenta
problemas serios de limpieza. Además el arreglo triangular permite la colocación de
mayores números de tubos que la cuadrada. El ángulo del arreglo triangular es de 30ºC.
Fig.2.11. Arreglo triangular de 30ºC.
Para el espaciado de tubos de un arreglo triangular utilizamos la siguiente expresión;
P=1,25•Dot
139
El valor de espaciado es de 0,024 m.
El número de pasos que se utiliza para el condensador es de uno.
El diámetro de la carcasa se obtiene con el número total de tubos, espaciado y diámetro
de los mismos.
Con todo esto calculamos que el diámetro de la carcasa es 3.4 m.
El tipo de carcasa seleccionado es el tipo E;
Ya que es un intercambiador simple de un solo paso en el que liquido entra por un lado
y sale por el otro, al ser tan simple su coste es relativamente bajo.
Diseño de cabecera
La cabecera del intercambiador será de tipo A debido a que facilita la limpieza de los
tubos, sin necesidad de desmontar conexiones.
Diseño del cabezal de retorno
El retorno del intercambiador será de tipo L debido a que facilita la limpieza de los
tubos, sin necesidad de desmontar conexiones.
Diseño de los tubos
El diámetro exterior del tubo es de Dto= 3/4 pulgadas, es decir, 19,05 mm.
Para obtener el número de tubos del condensador se puede utilizar la siguiente
expresión;
Aest = (Π• Dto•Lt•Nt)/Np
140
Donde;
Dto = diámetro exterior del tubo
Nt= numero de tubos
Np= numero de pasos
Lt= longitud del tubo
La longitud del tubo que utilizamos es de 3.2 metros.
Obtenemos un valor de 1423 pero este valor no es el que vamos ha utilizar como
numero de tubos. Ya que como mínimo necesitamos entre un 10 o 20 % de exceso. Por
ello el número final de tubos es de 16000 tubos.
El espesor de tubo que se utiliza es Xw=20BWG, es decir, 0.16 mm.
Con los datos que tenemos se puede calcular el diámetro interior del tubo utilizando la
siguiente ecuación;
Dti=Dto-2•Xw
El diámetro interior del tubo es Dti= 17.3mm.
Por ultimo, la distancia entre tubos se obtiene con la siguiente ecuación;
C=P-Dto
Cuyo valor es de 0.0048 m
Los tubos no necesitan generadores de turbulencia, por lo que son pulidos.
Diseño de deflectores
El espacio entre deflectores se obtiene con una ecuación que supone un porcentaje del
diámetro de la carcasa;
Lb=0.45•Dc
Lb=1.44 m
El corte de los deflectores se obtiene con una ecuación similar a la anterior;
Bc=0.25• Dc
Bc= 0.8 m.
A partir de la siguiente ecuación se puede obtener el número de deflectores;
Nb=Lt/Lb-1
Como ya hemos calculado todos los datos necesarios se obtiene un numero de
deflectores de Nb=7.
2.14.4 COEFICIENTE GLOBAL DE TRANSMISION DE CALOR
Para el cálculo del coeficiente global de transmisión se utiliza la siguiente ecuación;
Los términos que nos faltan se calculan de la siguiente forma;
141
Donde;
Re = es el número de Reynolds
Pr = es el número de Prandtl
Ri es la resistencia de ensuciamiento por el lado de los tubos y R0 es la resistencia de
ensuciamiento por el lado de la carcasa. Para obtener su valor se utiliza la siguiente
tabla;
Los valores que se utiliza es Ri =0.0002 m2•ºC/W (metanol) y
R0 =0.0002 m2•ºC/W (freon).
142
2.14.5 EVALUACION DEL DISEÑO
Cálculo del sobredimensionado
El sobredimensionado da información acerca de la desviación de un modelo óptimo. La
expresión que se utiliza es la siguiente:
El área disponible se obtiene de la siguiente forma;
Adisp.=Π•Dto•Lt•Ntd = 3174.91 m2
Areq = 2860.87 m2
Se obtiene un sobredimensionado de 10.98 %. Para que el diseño sea bueno tiene que
estar aproximadamente entre un rango del 10 al 20 %.
Pérdida de carga
Para el cálculo de la perdida de carga en el lado de los tubos hay que tener en cuenta la
perdida de presión en los tubos y la pérdida de presión en los retornos. Por lo tanto, la
pérdida de presión total es la siguiente;
∆Ptubos=∆Pt + ∆Pr
La pérdida de presión en los tubos se calcula de la siguiente manera;
Donde
n= es el número de pasos en los tubos
Dt= es el diámetro interior de los tubos
Lt= es la longitud de los tubos
f = es el factor de fricción
ut =es la velocidad del fluido en los tubos
Para obtener la pérdida de presión de los tubos hay que calcular previamente los
siguientes términos.
- factor de fricción;
- velocidad del fluido en los tubos
Se utiliza un valor de ε = 0.046mm, como resultado;
∆Ptubos= 1.5 Pa.
143
Para obtener la pérdida de presión en los retornos realizamos los siguientes cálculos;
Kn= 1.8
∆Pretornos= 0.4 Pa.
Por lo tanto, la pérdida de carga en los tubos es de 4.5 Pa.
A continuación se calcula la perdida de presión en el lado de la carcasa.
Donde
N= numero de cruces entre deflectores. N= Lt/Lbc
ut = velocidad de flujo en la carcasa
El factor de fricción lo se puede calcular de forma grafica;
Determinación del factor de fricción.
También se puede obtener a partir de los datos de la siguiente tabla:
Numero de Reynolds
10-100
100-1000
1000-10000
10000-100000
100000-1000000
Factor de fricción
5.76-0.864
0.864-0.4752
0.4752-0.288
0.288-0.1872
0.187-0.1296
En este caso el coeficiente de fricción esta entre 0.47-0.28, interpolando obtenemos un
valor de fricción aproximado de 0.34.
144
Como resultado se obtiene una pérdida de presión en la carcasa de 25 Pa.
Como conclusión, se obtienen unas perdidas de presión aceptables.
2.14.6. HOJA ESPECIFICACIONES.
Item
E-600
HOJA DE ESPECIFICACIONES
INTERCAMBIADOR DE CALOR E-600
CLIENTE: Dpto. Ing. Química y Ambiental, UPCT
PLANTA:
SERVICIO DE LA UNIDAD:
SOLICITUD Nº : 1
FECHA:
CONDICIONES DE OPERACIÓN
TUBOS
C. Proceso
Kmol/h
33.21
K
256.5
K
340
atm
2
Fluido circulante
Caudal total
Temperatura entrada
Temperatura salida
Presión
Coeficiente de transmisión
LMTD
Área disponible
TEMA
Deflectores
Nº Deflectores
Corte
Sobredimensionado
DISEÑO TUBOS
Nº Tubos
Diámetro exterior
Pulgadas
Diámetro interior
Pulgadas
Espesor
BWG
Espaciado
m
Pérdida de carga
Pa
DATOS DE DISEÑO
2
W /m ·K
K
2
M
m
%
1600
3/4
0.68
20
0.0048
4.5
32.97
73.75
3179.91
AEL
Segmentados
7
0.8
10.98
DISEÑO CARCASA
Disposición
Diámetro carcasa
M
Diámetro haz de tubos Pulgadas
Espesor
M
Longitud
M
Pérdida de carga
Pa
MATERIALES
Deflectores
Acero al carbono
Toberas
Acero al carbono
Aislamiento
Acero al carbono
Carcasa
Cabezales
Tubos
CARCASA
Freon 134ª
4.52
263
340
1.2
vertical
3.4
3.2
25
Acero al carbono
Acero al carbono
CONSTRUCCIÓN
Presión de diseño
Presión de prueba
Temperatura de diseño
NºRev
Fecha
atm
atm
ºC
Inspección taller
Radiografía
Prueba hidrostática
NOTAS
Revisado por
Comprobado
Aprobado
145
3. PRESUPUESTO
146
3. PRESUPUESTO.
En este punto voy a calcular el coste de cada equipo, para los equipos calculados con
CHEMCAD el presupuesto lo da directamente el programa y para los que no han sido
calculados con CHEMCAD hay que calcular el presupuesto con una serie de fórmulas.
Primero voy a hacer un resumen de las fórmulas utilizadas para calcular el coste y
posteriormente calcularé el coste de cada unidad.
3.1. PRESUPUESTOS PARCIALES CON PRECIOS UNITARIOS.
Coste básico
En primer lugar, se procede al cálculo del coste básico de cada equipo, es decir,
considerando acero al carbono y presión atmosférica.
Posteriormente se corregirá este valor con los factores de corrección de material y
presión, tras esto, se debe actualizar el precio al año de diseño puesto que los cálculos
vienen referidos al año 1996 según los coeficientes utilizados en el cálculo del coste
obtenidos de la bibliografía (“Analysis, Synthesis and Design of Chemical Processes”,
autor: R. Turton).
Para calcular el coste básico se utiliza la siguiente expresión:
donde “K1”, “K2” y “K3” son constantes que dependen del equipo y “A” es un
parámetro clave del equipo. Dichas constantes vienen recogidas en el Anexo VIII.
Factor de corrección de material, Fm
Según el material utilizado en la construcción de los diferentes equipos, el factor de
corrección tomará diferentes valores. Dichos valores vienen recogidos también en el
Anexo VIII.
Factor de corrección de presión, Fp
Para obtener el factor de corrección de presión se utiliza habitualmente la siguiente
expresión aunque en algunos equipos esta expresión puede tomar otra forma:
donde “C1”, “C2” y “C3” son constantes que dependen del equipo recogidas también en
el Anexo VIII y “P” es la presión de operación real del equipo en bar.
Factor de corrección, FBM
Para el cálculo del factor de corrección utilizamos la fórmula que se da a continuación:
donde “B1” y “B2” son constantes también recogidas en el Anexo VI que dependen del
equipo.
147
Coste del equipo, CBM
El coste del equipo, aplicando los factores de corrección, se calcula finalmente
mediante:
Factor de actualización
Teniendo en cuenta la inflación, se debe actualizar el coste calculado al año presente. Se
ha utilizado en índice CEPCI para la actualización.
Año CEPCI Año CEPCI
1980 261.2 1995 381.1
297
1981
1996 381.7
314
1982
1997 386.5
1983 316.9 1998 389.5
1984 322.7 1999 390.6
1985 325.3 2000 394.1
1986 318.4 2001 394.3
1987 323.8 2002 395.6
1988 342.5 2003 401.7
1989 355.4 2004 444.2
1990 357.6 2005 468.2
1991 361.3 2006 499.6
1992 358.2 2007 525.4
1993 359.2 2008 549.2
1994 368.1
La expresión para el cálculo es la siguiente:
Donde Ceq, es el coste del equipo actualizado; CBM, es el coste del equipo, calculado
para el año al cual están referidas las tablas consultadas; I2, es el índice CEPCI actual
(2008); I1, es el índice CEPCI del año al cual están referidas las tablas (1996).
La conversión de dólares a euros está en 1 dólar 0.6839 euros a 16 de septiembre de
2009.
3.1.1. COMPRESOR C-100
K1
K2
K3
W (kW)
C1
Compresor
2.2897
1.3604
-0.1027
36246.83
0
148
C2
C3
Cp0
Fp
FBM
CBM
I1 (1996)
I2 (2008)
Coste total
Coste total
0
0
2276726.95
1
2.8
6374835.46 $
381.7
549.2
9179763.06 $
6278040.28 €
K1
K2
K3
W (kW)
C1
C2
C3
Cp0
Fp
FBM
CBM
I1 (1996)
I2 (2008)
Coste total
Coste total
Compresor
2.2897
1.3604
-0.1027
34029.35
0
0
0
2216193.28
1
2.8
6205341.18$
381.7
549.2
8935691.31 $
6111119.60 €
3.1.2. COMPRESOR C-101
3.1.3. REFRIGERADOR E-100.
Las constantes son las referidas al tubo horquilla.
K1
K2
K3
A
C1
C2
C3
P
Fm
B1
B2
Intercambiador
de calor
4.1884
-0.2503
0.1974
418.29
0.03881
-0.11272
0.08183
44.72
1
1.63
1.66
149
Cp0
Fp
FBM
CBM
I1 (1996)
I2 (2008)
Coste total
Coste total
77411.49
1.19
3.61
279099.39 $
381.7
549.2
401575.54 $
274637.52 €
Al haber dos intercambiadores de calor en paralelo hay que multiplicar el coste por dos
por lo que el coste será de 549275.05 €.
3.1.4. REFRIGERADOR E-101
Los cálculos del coste de este equipo los realizamos a través de CHEMCAD.
Exchanger Cost for Equip. 13
Base Cost = $12098.8
Fixed head
fd = 0.562382
Material = Carbon steel
fm = 1
fp = 1.86051
Base cost index = 347.5
Current cost index = 360.8
Exchanger cost (purchase) = $13143.7
Exchanger cost (installed) = $26287.4
El coste del equipo ya instalado es de 17977.95 €.
3.1.5. REACTOR R-100
Este equipo lo diseñamos mediante el método de Euler por lo que el cálculo del coste
tenemos que hacerlo con las ecuaciones descritas en el punto 3.1., las constantes se
encuentran en el Anexo VIII.
Las constantes son K1=3.4974; K2=0.4485; K3=0.1074 y la A en este caso es el
volumen del reactor A=22,3.
Cp=19831.7
Para el reactor el factor de corrección de presión tiene la siguiente expresión:
( P + 1)·D
+ 0,00315
2·(850 − 0,6·(P + 1))
Fp =
0,0063
150
donde P=100 y D=2.66
Fp=27.51
Las constantes son las siguientes:
B1=2,25; B2=1,82; FM=1; Fp=27,51
Ceq0=1037558.8$
Finalmente realizamos la actualización al 2008 (año más próximo encontrado).
I =549,2 (factor corrección 2008)
2
I =381.7 (1996)
1
C =1494084.67 $
eq
Coste total = 1021804.56 €
3.1.6. REFRIGERADOR E-300
El material utilizado es acero al carbono ya que el metanol no es corrosivo y no
necesitamos ningún material especial.
El área calculada es 334.98 m2.
El coste de este equipo ha sido calculado con CHEMCAD, los resultados son los
siguientes:
El coste del refrigerador E-300, ya instalado, es de 158690 $.
Como hay dos intercambiadores en paralelo el coste será de 317380 $.
El coste en euros será de 217056.19 €.
151
3.1.7. FLASH V-100
El coste del condensador ya instalado es de 215545 $.
Coste total = 147411.23 €
3.1.8. COMPRESOR C-200
Preliminary Compressor Cost Estimation
Compressor Cost for Equip. 3
Base cost index = 421.1
Current cost index = 794.2
Reciprocating compressor
Compressor cost (purchase) = $370597
Motor rmp = 3600
Motor_type = Open, drip-proof
Motor cost (purchase) = $17965.6
Belt drive coupling
Driver cost (purchase) = $14997.5
(Compressor+Motor+Driver) (purchase) = $403560
(Compressor+Motor+Driver) (installed) = $524628
El coste total del compresor ya instalado es de 524628 $.
Coste total = 358793.10 €
3.1.9. REFRIGERADOR E-200
Las constantes son las referidas al cabezal flotante.
Intercambiador
de calor
152
K1
K2
K3
A
C1
C2
C3
P
Fm
B1
B2
Cp0
Fp
FBM
CBM
I1 (1996)
I2 (2008)
Coste total
4.8306
-0.8509
0.3187
564.63
-0.00164
-0.00627
0.0123
101.325
1
1.63
1.66
79870.37
1.67
3.431
274035.26$
381.7
549.2
394610.78$
Al tratarse de dos intercambiadores en paralelo el coste será de 789221.56 $.
Coste total = 539748.65 €
3.1.10. COLUMNA DE DESTILACIÓN T-100
En el caso de la columna, el parámetro de diseño es el diámetro. La columna de
destilación es una columna de platos, por lo que la expresión a la que se recurre, por
tanto, para el cálculo del coste base de dicho equipo es:
CBM = C 0p ·N ·FBM ·Fq
C p0 = 235 + 19.8·D + 75.07·D 2
donde N, es el número de platos de la columna; Fq, es un factor cuyo valor viene
tabulado en función del número de platos; Cp0, es el factor de corrección de presión y D,
es el diámetro de la columna en metros.
Los resultados obtenidos se reflejan en la siguiente tabla:
D (m)
Cp0
FBM
Fq
N
CBM
I1 (1996)
I2 (2008)
Coste total
Columna de
destilación
5.944
3005.00
1.2
1.0
28
100968
381.7
549.2
145275.41 $
153
Coste total
99353.86 €
3.1.11. REHERVIDOR E-500
Para el caso del rehervidor, si podemos utilizar las expresiones generales. El coste del
mismo se refleja en la siguiente tabla:
K1
K2
K3
A
C1
C2
C3
P
Fm
B1
B2
Cp0
Fp
FBM
CBM
I1 (1996)
I2 (2008)
Coste total
Coste total
Intercambiador
de calor
6.9617
-1.48
0.3161
2021.43
0
0
0
2.23
1
1.63
1.66
333787.27
1
3.29
1098160.12 $
381.7
549.2
1580061.66 $
1080604.22 €
3.1.12. CONDENSADOR E-400
Para el caso del condensador, si podemos utilizar las expresiones generales. El coste del
mismo se refleja en la siguiente tabla:
K1
K2
K3
Intercambiador
de calor
2.7652
0.7282
0.0783
154
18.77
0
0
0
2
1
1.63
1.66
6599.59
1
3.29
21712.64 $
381.7
549.2
31240.71 $
A
C1
C2
C3
P
Fm
B1
B2
Cp0
Fp
FBM
CBM
I1 (1996)
I2 (2008)
Coste total
Al instalar dos condensadores en paralelo el coste hay que multiplicarlo por dos por lo
que el coste total será 46115.744 $.
Coste total = 31538.56 €
3.1.13. COLUMNA DE DESTILACIÓN T-200.
En el caso de la columna, el parámetro de diseño es el diámetro. La columna de
destilación es una columna de platos, por lo que la expresión a la que se recurre, por
tanto, para el cálculo del coste base de dicho equipo es:
CBM = C 0p ·N ·FBM ·Fq
C p0 = 235 + 19.8·D + 75.07·D 2
donde N, es el número de platos de la columna; Fq, es un factor cuyo valor viene
tabulado en función del número de platos; Cp0, es el factor de corrección de presión y D,
es el diámetro de la columna en metros.
Los resultados obtenidos se reflejan en la siguiente tabla:
D (m)
Cp0
FBM
Fq
N
CBM
I1 (1996)
Columna de
destilación
3.12
1027.536
1.2
1.25
15
23119.56
381.7
155
I2 (2008)
Coste total
Coste total
549.2
33265.03 $
22749.96 €
3.1.14. REHERVIDOR E-700
Para el caso del rehervidor, si podemos utilizar las expresiones generales. El coste del
mismo se refleja en la siguiente tabla:
Las constantes son las referidas al kettle reboiler.
K1
K2
K3
A
C1
C2
C3
P
Fm
B1
B2
Cp0
Fp
FBM
CBM
I1 (1996)
I2 (2008)
Coste total
Coste total
Intercambiador
de calor
6.9617
-1.48
0.3161
814.43
0
0
0
2
1
1.63
1.66
214770.06
1
3.29
706593.59 $
381.7
549.2
1016665.31 $
695297.44 €
3.1.15. CONDENSADOR E-600
Para el caso del condensador, si podemos utilizar las expresiones generales. El coste del
mismo se refleja en la siguiente tabla:
Las constantes son las referidas al cabezal flotante.
K1
K2
K3
A
C1
C2
C3
Intercambiador
de calor
4.8306
-0.8509
0.3187
3174.91
0
0
0
156
P
Fm
B1
B2
Cp0
Fp
FBM
CBM
I1 (1996)
I2 (2008)
Coste total
2
1
1.63
1.66
574004.52
1
3.29
1888474.88 $
381.7
549.2
2717187.32 $
Al instalar dos condensadores en paralelo el coste hay que multiplicarlo por dos por lo
que el coste total será 5434374.64 $.
Coste total = 3716569.01 €
3.2. PRESUPUESTO TOTAL.
El presupuesto total de nuestra planta de fabricación de metanol se obtiene sumando el
coste unitario de todas las unidades. El coste total es el siguiente: 30541509.87 $.
Coste total = 20887339.69 €
157
4. PLANOS
158
4.1. SITUACIÓN GEOGRÁFICA.
Situación de la industria.
159
4.2. EMPLAZAMIENTO.
160
ANEXO I: BALANCE DE MATERIA
El balance de materia ha sido calculado con CHEMCAD, en la siguiente tabla aparecen
las composiciones de cada corriente, la presión, la temperatura, el caudal molar y la
entalpía.
Corriente Nº
Descripción
1
Alimentación
Fracción vapor
Temperatura( ºC)
Presión (atm.)
Entalpía (MJ/h)
Caudal molar (kmol/h)
Composición
Monóxido de carbono
Hidrógeno
Metanol
Metano
Dióxido de carbono
Agua
Etano
Dimetiléter
Etanol
Acetona
Corriente Nº
Descripción
Fracción vapor
Temperatura( ºC)
Presión (atm.)
Entalpía (MJ/h)
Caudal molar (kmol/h)
Composición
Monóxido de carbono
Hidrógeno
Metanol
Metano
Dióxido de carbono
Agua
Etano
Dimetiléter
Etanol
Acetona
Corriente Nº
Descripción
1.0
256.85
20
-6.454·105
22500
2
Salida
C-100
1.0
446.14
44.72
-521786
22500
3
Entrada
C-101
1.0
226.85
44.72
-604416
22500
4
Salida
C-101
1.0
318.01
100
-614703
22500
0.15
0.73
0
0.09
0.03
0
0
0
0
0
0.15
0.73
0
0.09
0.03
0
0
0
0
0
0.15
0.73
0
0.09
0.03
0
0
0
0
0
0.15
0.73
0
0.09
0.03
0
0
0
0
0
9
Cabeza
V-100
1.0
24.85
80
-681118
19211.2
10
Entrada
C-200
1.0
24.85
80
-30455.9
960.6
5
Salida
E-101
1.0
249.85
100
-587799.4
22500
6
Entrada
Reactor
1.0
249.85
100
-691777.2
23460
7
Salida
Reactor
1.0
465.56
100
-696777.1
20642.2
8
Salida
E-300
0.9443
71.85
100
-994274
20642.2
0.1483
0.7306293
7.9977·10-5
0.0909
0.0302
1.9379·10-7
5.0768·10-6
1.7926·10-6
3.1780·10-8
2.1896·10-7
0.0999
0.6938
0.0675
0.1035
0.0346
0.0002
0.0001
5.8248·10-5
5.6201·10-5
5.6414·10-5
0.0999
0.6938
0.0675
0.1035
0.0346
0.0002
0.0001
5.8248·10-5
5.6201·10-5
5.6414·10-5
XD
0.1074
0.7454
0.0020
0.1112
0.0339
4.7329·10-6
0.0001
4.3779·10-5
7.7616·10-7
5.3476·10-6
16
Entrada
T-200
0
Fracción vapor
83.31
Temperatura( ºC)
2
Presión (atm.)
-319856
Entalpía (MJ/h)
1365.8
Caudal molar (kmol/h)
Composición
0.1074
0.7454
0.0020
0.1112
0.0339
4.7329·10-6
0.0001
4.3779·10-5
7.7616·10-7
5.3476·10-6
17
Salida
separador
1
24.85
80
-647063
18250.6
11
Salida
C-200
1.0
50.3
100
-33168.27
960.6
12
Salida
E-200
1.0
249.85
100
-27164.35
960.6
Xi
0.1074
0.1074
0.7454
0.7454
0.0020
0.0020
0.1112
0.1112
0.0339
0.0339
4.7329·10-6
4.7329·10-6
0.0001
0.0001
4.3779·10-5
4.3779·10-5
7.7616·10-7
7.7616·10-7
-6
5.3476·10
5.3476·10-6
18
19
Subproducto
Fondo
s
T-200
1
0
11.58
90.39
2
2
-672030
-6096.9
18317.0
24.0
Xi
0.15
0.73
0
0.09
0.03
0
0
0
0
0
13
Fondo
V-100
0
24.85
80
-352178.3
1431.0
0.0001
0.0008
0.9473
0.0002205
0.0431
0.0064
0.0002
0.0003
0.0008
0.0007
20
Purga
T-200
0
90.39
2
-304.8
1.2
14
Entrada
T-100
0.017
22.63
2
-352483.1
1432.2
15
Cabeza
T-100
1.0
4.41
2
-24967.27
66.4
0.0001
0.0029
0.0008
0.0170
0.9470
0.0204
0.0002
0.0048
0.0430
0.9284
0.0068
3.5827·10-8
0.0002
0.0052
0.0003
0.0054
0.0008
4.4358·10-8
0.0007
0.0158
21
22
Agua trat.
Salida
metanol
0
0
90.39
83.36
2
2
-5792.0
-317813
22.8
1356.3
Monóxido de carbono
Hidrógeno
Metanol
Metano
Dióxido de carbono
Agua
Etano
Dimetiléter
Etanol
Acetona
0
0
0.9920
0
0
0.0071
0
3.5142·10-17
0.0009
7.7723·10-6
0.1074
0.7454
0.0020
0.1112
0.0339
4.7329·10-6
0.0001
4.3779·10-5
7.7616·10-7
5.3476·10-6
0.1070
0.7428
0.0020
0.1108
0.0372
4.7159·10-6
0.0001
6.3346·10-5
7.7350·10-7
6.2716·10-5
0
0
0.5635
0
0
0.4018
0
0
0.0347
4.5630·10-11
0
0
0.6775
0
0
0.4832
0
0
0.0418
5.4867·10-11
0
0
0.5635
0
0
0.4018
0
0
0.0347
4.5630·10-11
ANEXO II: MÉTODO NRTL
El modelo NRTL (Non-Random Two Liquid) es un modelo para el cálculo de los
coeficientes de actividad de compuestos químicos, que relaciona estos coeficientes de
actividad γ con la composición de una mezcla de compuestos, expresada mediante
fracciones molares x.
El concepto de este método está basado en la hipótesis de Wilson, según la cual la
concentración local alrededor de una molécula será diferente si está rodeada de
moléculas de su misma naturaleza, o bien si por el contrario está rodeada por moléculas
de distinto tipo. Esto se debe a la interacción energética establecida entre las moléculas.
0
0
0.9890
0
0
0.0107
0
3.5389·10-17
0.0003
7.8268·10-6
Los modelos que representan la relación que existe entre la fase líquida y vapor han sido
ampliamente utilizados en la determinación analítica de los procesos químicos. La
representación de esta es:
y i = K i · xi
donde yi, xi son las fracciones molares vapor-líquido del componente i respectivamente,
Ki es la relación de equilibrio, que puede ser representada de varias maneras. Una de las
formas más comunes de representarla es utilizando la Ley de Raoult modificado
(Widagdo y Seider):
Ki =
γ i ·Pi vap
P
donde γi es el coeficiente de actividad, P es la presión del sistema y Pivap es la presión de
vapor del componente i. Para la determinación del coeficiente de actividad γi es preciso
utilizar modelos, tales como Wilson, NRTL, UNIQUAC, etc.
El empleo de estos métodos de cálculo del coeficiente de actividad requiere de la
utilización modelos matriciales para la resolución de ecuaciones y cálculo de las
interacciones moleculares.
Para unas de varios componentes se utilizan las siguientes ecuaciones:
n
ln γi =
∑τ ji ·G ji ·x j
j =1
n
∑G
j =1
ji
·x j
n
⎛
τ kj ·Gkj ·xk
⎜
∑
n
Gij · x j ⎜
k =1
· τ ij − n
+∑ n
⎜
j =1
Gkj · xk ⎜
Gkj · xk
∑
∑
k =1
k =1
⎝
⎞
⎟
⎟
⎟
⎟
⎠
Gij = exp(−α ij ·τ ij )
τ ij =
Aij
R·T
donde
Aij representa los parámetros de interacción binaria de los componentes.
Αij es un parámetro relacionado con la distribución al azar. Para un líquido en el que la
distribución local de moléculas es al azar, αij=0. En la práctica αij adopta valores entre
0.2-0.3 y 0.48.
Gij y τij son parámetros de interacción
R es la constante de los gases
T es la temperatura.
Utilizando las ecuaciones anteriores, es posible calcular el coeficiente de actividad con
la ayuda de un software de programación.
Si los coeficientes de actividad son aplicables sobre un amplio rango de temperaturas
(por ejemplo, en equilibrios vapor-líquido o sólido-líquido), los parámetros τij y Aij
dependerán de la temperatura del siguiente modo:
τ ij = f (T ) = a ij +
bij
T
+ c ij ·ln T + d ij ·T
Aij = f (T ) = a ij + bij ·T + c ij ·T 2
Los términos aij +
bij
+ cij ·ln T + d ij ·T proceden de la ecuación de Antoine, la cual puede
T
ser utilizada para presiones de vapor saturadas.
ANEXO III: CONSTANTES DE ANTOINE
La expresión dada por Antoine, que relaciona la presión de vapor de una sustancia con
la temperatura es la siguiente:
ln( Pv) = A −
B
T +C
donde P está en mmHg y T es la temperatura en ºC.
Para nuestros componentes en cuestión, los coeficientes A, B, y C son los siguientes:
Componente
A
B
C
Monóxido de carbono
6.24
230.27
260.01
Hidrógeno
2.95
67.51
275.70
Metanol
8.07
1574.99
238.87
Metano
6.69
405.42
267.77
Dióxido de carbono
9.81
1347.79
273.00
Agua
8.07
1730.63
233.42
Etano
6.83
663.70
256.47
Dimetiléter
7.31
1025.56
256.06
Etanol
8.20
1642.89
230.30
Acetona
7.23
1277.03
237.23
ANEXO IV: CÁLCULO DE PROPIEDADES
Para realizar los cálculos de las distintas unidades en las que se compone nuestra planta,
se han necesitado una serie de propiedades, cuya fórmula de cálculo se detalla a
continuación.
Para dicho cálculo se han consultado las siguientes fuentes:
• The properties of gases and liquids. Poling. B.E., O’Connell, J.P., Prausnitz,
J.M. McGraw-Hill.
• Base de datos de CHEMCAD sobre propiedades físicas de compuestos
químicos.
Densidad
La densidad se define como la cantidad que materia que hay por unidad de volumen. La
densidad de los gases disminuye con la temperatura (se expanden las moléculas) y
aumenta con la presión (las moléculas se aproximan). En los líquidos se mantiene esta
tendencia, aunque el efecto de la presión es mucho menor (se observa sólo a presiones
muy elevadas):
Para un gas ideal:
PV = nRT =
m PM m
m
·RT → ρ mG = =
V
RT
Mm
A mayores presiones (Pr > 0.05), las desviaciones del modelo de gas ideal son
apreciables y se cuantifican mediante el factor de compresibilidad (Z). El factor de
compresibilidad se determina mediante una ecuación de estado (EdE).
ρ mG =
PM m
ZRT
El factor de compresibilidad se estima gráficamente y depende de la presión reducida
(Pr) y la temperatura reducida (Tr).
Todos los gases, comparados a la misma presión y temperatura reducidas (Pr=P/Pc;
Tr=T/Tc) tienen aproximadamente el mismo factor de compresibilidad (fluidos
simples). Para fluidos normales se precisa la introducción de un tercer parámetro, el
factor acéntrico (ω). Dicho parámetro aparece en las tablas adjuntas al final del anexo.
El cálculo de Z es una contribución de Z0 y Z1 (determinados gráficamente):
Z = Z 0 + ω ·Z 1
La gráfica para la determinación de Z0 y Z1 es la siguiente:
La gráfica para la determinación de Z1 es la siguiente:
En el caso de los líquidos es diferente. En el intervalo 0.25 < Trm < 1.00 puede usarse el
método de Hankinson-Brobst-Thompson (1979). La densidad se calcula mediante una
serie de expresiones que aparecen a continuación:
ρ mL =
VcmV
(0)
Mm
1 − ωmV (δ )
(
)
⎡ c
⎛ c
⎞⎛ c
⎞⎤
Vc m = 0.25⎢∑ xiVci + 3·⎜ ∑ xiVci2 / 3 ⎟⎜ ∑ xiVci1 / 3 ⎟⎥
⎝ i =1
⎠⎝ i =1
⎠⎦
⎣ i =1
V ( 0 ) = 1 + a(1 − Trm )1 / 3 + b(1 − Trm ) 2 / 3 + c(1 − Trm ) + d (1 − Trm ) 4 / 3
V
(δ )
2
a + b·Trm + c·Trm d ·Trm
=
Trm − 1.00001
3
⎡ c
1/ 2 ⎤
⎢ ∑ xi (Tc i ·Vci ) ⎥
⎦
Tc m = ⎣ i =1
Vc m
2
donde las constantes a, b, c, y de son las siguientes:
V(0)
V(δ)
a
-152816
-0.29612
b
1.43907
0.38691
c
-0.81446
-0.04273
d
0.19045
-0.04806
Capacidad calorífica
La capacidad calorífica en los gases puede estimarse mediante la siguiente ecuación:
⎡ (E i / T ) ⎤
⎡ (C i / T ) ⎤
Cp = Ai + Bi ⎢
⎥
⎥ + Di ⎢
⎣ cosh (Ei / T ) ⎦
⎣ sinh (C i / T ) ⎦
2
G
i
2
El cálculo de esta propiedad en los líquidos se realiza con las siguientes ecuaciones:
Cp iL = Ai + Bi ·T + C i ·T 2 + Di ·T 3
n
Cp mL = ∑ xi ·Cp iL
i =1
Viscosidad
La viscosidad es una medida de la resistencia que ofrece un fluido a fluir. La viscosidad
se mide en el S.I. en kg/m·s (Pa·s). En el caso de los gases, la viscosidad aumenta con la
presión y la temperatura. En los líquidos, la viscosidad aumenta con la presión, pero
disminuye con la temperatura.
Para gases a baja presión, una correlación muy empleada para estimar la viscosidad es
la ecuación de Wilke (1950), para la que se requieren las viscosidades de los
componentes puros, las cuales a su vez pueden calcularse mediante expresiones del tipo:
c
xi ·η iG
Ai (T Bi )
G
η =
= ηm = ∑ c
C i Di
i =1
1+
+
xi ·ϕ ij
∑
T T2
j =1
G
i
donde φij es un parámetro de iteración binaria que se obtiene mediante la siguiente
expresión:
[1 + (η /η ) ·(M
=
ϕ ij
j
[8·(1 + (M
i
/M j)
]
1/ 4 2
1/ 2
i
i
]
/ M j ))
1/ 2
ϕ ij = 1
Teniendo en cuenta los compuestos químicos que intervienen en nuestro proceso, la
matriz de interacciones sería la siguiente:
Monóxido
Dióxido
de
Hidrógeno Metanol Metano
de
Agua Etano Dimetiléter Etanol Acetona
carbono
carbono
1
0.071
1.143
0.571
14.084
1
16
8
1.643
1.643
2.071
15
23
23
29
Metanol
0.875
0.063
1
0.500
1.375 0.563 0.938
1.438
1.438
1.813
Metano
1.751
0.125
2
1
2.750 1.125 1.875
2.875
2.875
3.625
Dióxido de carbono
0.637
0.045
0.727
0.364
1 0.409 0.682
1.045
1.045
1.318
Agua
1.555
0.111
1.778
0.889
2.444
2.556
2.556
3.222
Etano
0.934
0.067
1.067
0.533
1.467 0.600
1
1.533
1.533
1.933
Dimetiléter
0.609
0.043
0.696
0.348
0.957 0.391 0.652
1
1
1.261
Monóxido de carbono
Hidrógeno
1.571 0.643 1.071
22
9
1 1.667
Etanol
0.609
0.043
0.696
0.348
0.957 0.391 0.652
1
1
1.261
Acetona
0.483
0.034
0.552
0.276
0.759 0.310 0.517
0.793
0.793
1
En el caso de los líquidos, la viscosidad de mezclas multicomponente es compleja, pues
pueden presentarse máximos y mínimos en función de la composición.
En general, no existen métodos que permitan una estimación sin la ayuda de parámetros
de iteración binaria como los de Nissan-Grünberg (1949), Teja-Rice (1981) y Chevalier
(1988). Estos son complejos de programar y tienen restricciones, de manera que lo
mejor es utilizar una media ponderal de las viscosidades individuales obtenidas
mediante correlaciones del tipo:
η =e
L
i
B
⎛
Ei ⎞
⎜ Ai + i +Ci ln T + Di ·T ⎟
T
⎝
⎠
n
∑ xi·lnηiL
→ η = e i =1
L
m
Conductividad térmica
La conductividad térmica es una medida de la resistencia que presentan los materiales a
la transmisión del calor. La conductividad se mide en el S.I. en W/m·K.
Al igual que la viscosidad, la conductividad aumenta con la temperatura en los gases,
pero disminuye en el caso de los líquidos. La presión afecta poco a la conductividad
térmica.
Para gases a baja presión, una correlación muy utilizada es la ecuación de Wassiljiewa
(1904):
c
xi ·k iG
Ai (T Bi )
G
= km = ∑ c
k =
C i Di
i =1
1+
+
xi · Aij
∑
T T2
j =1
G
i
De todas las formas propuestas, la de mayor aceptación es la de Mason-Saxena (1954),
según la cual el parámetro Aij = φij, el mismo utilizado en la estimación de la viscosidad
por el método de Wilke.
En el caso de los líquidos, no existen métodos generales para mezclas multicomponente,
aunque sí numerosos métodos para mezclas binarias y mezclas que contienen agua. Es
bastante razonable utilizar una media ponderal de las conductividades individuales
obtenidas mediante correlaciones polinómicas. Las conductividades térmicas así
calculadas son ligeramente superiores a las reales, aunque las desviaciones a menudo
son pequeñas (5%).
kiL = Ai + Bi ·T + Ci ·T 2 + Di ·T 3
n
k = ∑ xi ·kiL
L
m
i =1
Tensión superficial
En la superficie de separación de un líquido y un gas existen fuerzas desiguales
actuando sobre las moléculas. Por ello, la superficie está en tensión. De este modo, se
define la tensión superficial como la fuerza ejercida en el plano de la superficie por
unidad de longitud (N/m).
La tensión superficial con interfase líquido-gas se puede correlacionar con la
temperatura mediante expresiones del tipo:
σ iL = Ai (1 − Tri ) ( Bi +Ci ·Tr + DiTri
2
+ Ei ·Tri 3 )
Aunque existen métodos para deducir σm a partir de datos termodinámicos, la media
ponderal es suficiente para la mayoría de los sistemas:
c
σ m = ∑ x j ·σ j j =1
Esta ecuación predice un comportamiento lineal entre las tensiones de los componentes
puros. Cuando las diferencias entre los componentes puros son grandes (p.ej agua)
puede haber desviaciones de la linealidad.
Calor de vaporización
Para calcular el calor de vaporización (en J/kmol) se utiliza la siguiente expresión:
λiL = Ai (1 − Tri ) ( Bi +Ci ·Tr + DiTri
c
λm = ∑ x j ·λ j
j =1
2
+ Ei ·Tri 3 )
ANEXO V. TABLAS DE ESTIMACIÓN DE PROPIEDADES
1. Monóxido de carbono
Nombre: Monóxido de carbono
Fórmula molecular: CO
Nº identificación CAS:630-08-0
PROPIEDAD
UNIDADES
Peso molecular
kg/kmol
Temperatura crítica
K
Presión crítica
Volumen crítico
Constantes de propiedades físicas
PROPIEDAD
UNIDADES
28.01
Punto de fusión
K
68.15
132.95
Punto de ebullición
K
81.7
atm
34.53
Diámetro molecular
Ǻ
-
3
0.0931
Calor de formación
J/kmol
-1.1053·108
0.093
Energía Gibbs de formación
J/kmol
-1.3716·108
Calor de vaporización
(68.15K)
J/kmol
m /kmol
Factor acéntrico
VALOR
3.7359·10-31
VALOR
Momento dipolar
C.m
Densidad (132.92 K)
kmol/m3
10.6455
Viscosidad (68.15 K)
Pa·s
4.4336·10-6
Densidad sólido (68.55 K)
kmol/m3
35.35
Viscosidad (1250 K)
Pa·s
4.6537·10-5
Presión de vapor (68.55 K )
Pa
Tensión superficial (68.15 K)
N/m
0.01239
Tensión superficial (132.95 K)
N/m
3.8310·10-10
Presión de vapor (132.92 K)
Pa
15206.6
3.4697·10
6
PROPIEDAD
6.3680·106
COEFICIENTES
A
B
C
D
E
Densidad estado sólido (kmol/m )
35.35
-
-
-
-
Densidad estado líquido (kmol/m3)
2.944
0.27655
132.92
0.29053
-
Presión de vapor (Pa)
124.2
-1815
-22.734
0.11795
1
8.003·106
0.318
-
-
-
Capacidad calorífica gas (J/kmol·K)
29108
8773
3085.1
8455.3
1538.2
Capacidad calorífica líquido
(J/kmol·K)
55140
70.4
-
-
-
Capacidad calorífica sólido (J/kmol·K)
1400
-669
109.4
-2.668
0.021623
Viscosidad vapor (Pa·s)
1.1127·10-6
0.5338
94.7
-
-
Viscosidad líquido (Pa·s)
-4.9735
97.67
-1.1088
-
-
3
Calor de vaporización (J/kmol)
2. Hidrógeno
Nombre: Hidrógeno
Fórmula molecular: H2
Nº identificación CAS:1333-74-0
PROPIEDAD
UNIDADES
Peso molecular
kg/kmol
Temperatura crítica
K
Constantes de propiedades físicas
VALOR
PROPIEDAD
UNIDADES
VALOR
2.0158
Punto de fusión
K
13.95
33.27
Punto de ebullición
K
20.39
Presión crítica
Volumen crítico
atm
12.79
Diámetro molecular
Ǻ
-
3
0.065001
Calor de formación
J/kmol
-
Energía Gibbs de formación
J/kmol
-
Calor de vaporización
(13.95K)
J/kmol
Viscosidad (15 K)
Pa·s
6.8448·10-7
Viscosidad (1500 K)
Pa·s
2.73594·10-5
m /kmol
-0.22
Factor acéntrico
Momento dipolar
-
C.m
3
38.5113
920098
Densidad (13.95 K)
kmol/m
Densidad sólido
kmol/m3
Presión de vapor (13.95 K )
Pa
7207.34
Tensión superficial (13.95 K)
N/m
0.002996
Presión de vapor (33.18 K)
Pa
1.31349·106
Tensión superficial (132.95 K)
N/m
-
-
PROPIEDAD
COEFICIENTES
A
B
C
D
E
-
-
-
-
-
Densidad estado líquido (kmol/m )
5.384
0.3473
33.18
0.2756
-
Presión de vapor (Pa)
12.752
-95.133
1.0947
0.0003359
2
1.4286
-2.9817
1.937
-
Densidad estado sólido (kmol/m3)
3
1.2199·10
Calor de vaporización (J/kmol)
6
Capacidad calorífica gas (J/kmol·K)
27617
9560
2466
3760
567.6
Capacidad calorífica líquido
(J/kmol·K)
22560
-1985.9
115.47
-1.2598
-
Capacidad calorífica sólido (J/kmol·K)
5730
-
-
-
-
0.706
-5.87
210
1.56·10
Viscosidad vapor (Pa·s)
-7
-11.986
Viscosidad líquido (Pa·s)
26.26
-0.1774
-4.4·10
-16
10
3. Metanol
Nombre: Metanol
Fórmula molecular: CH3OH
Nº identificación CAS: 67-56-1
Constantes de propiedades físicas
PROPIEDAD
UNIDADES
Peso molecular
kg/kmol
Temperatura crítica
K
Presión crítica
Volumen crítico
PROPIEDAD
UNIDADES
32.042
Punto de fusión
K
175.47
512.64
Punto de ebullición
K
337.85
atm
79.9112
Diámetro molecular
Ǻ
3.69
3
0.118
Calor de formación
J/kmol
-2.0094·108
0.564
Energía Gibbs de formación
J/kmol
-1.6232·108
Calor de vaporización
(175.47K)
J/kmol
Viscosidad (240 K)
Pa·s
m /kmol
Factor acéntrico
Momento dipolar
C.m
Densidad (175.47 K)
kmol/m3
VALOR
5.67·10-30
27.912
VALOR
4.9003·107
7.52319·10-6
Densidad sólido (163.15 K)
kmol/m3
Presión de vapor (175.47 K )
Pa
0.111469
Presión de vapor (512.64 K)
Pa
8.14024·106
30.585
Pa·s
3.12808·10-5
Tensión superficial (273.1 K)
N/m
0.024138
Tensión superficial (503.15 K)
N/m
0.0008036
Viscosidad (1000 K)
PROPIEDAD
COEFICIENTES
A
B
C
D
E
Densidad estado sólido (kmol/m )
30.585
-
-
-
-
Densidad estado líquido (kmol/m3)
2.288
0.2685
512.64
0.2453
3
-6
81.768
-6876
-8.7078
7.1926·10
5.239·107
0.3682
-
-
-
Capacidad calorífica gas (J/kmol·K)
39252
87900
1916.5
53654
896.7
Capacidad calorífica líquido
(J/kmol·K)
105800
-362.23
0.9379
-
-
Capacidad calorífica sólido (J/kmol·K)
-12706
958.78
-5.2332
0.013152
-
Viscosidad vapor (Pa·s)
3.0663·10-7
0.69655
205
-
-
Viscosidad líquido (Pa·s)
-25.317
1789.2
2.069
-
-
Presión de vapor (Pa)
Calor de vaporización (J/kmol)
2
4. Metano
Nombre: Metano
Fórmula molecular: CH4
Nº identificación CAS: 74-82-8
Constantes de propiedades físicas
PROPIEDAD
UNIDADES
Peso molecular
kg/kmol
Temperatura crítica
K
Presión crítica
atm
Volumen crítico
m3/kmol
VALOR
PROPIEDAD
UNIDADES
16.043
Punto de fusión
K
90.67
190.63
Punto de ebullición
K
111.66
45.4
Diámetro molecular
Ǻ
-
0.099418
Calor de formación
J/kmol
-7.485·107
Energía Gibbs de formación
J/kmol
-5.082·107
Calor de vaporización (90.67 K)
J/kmol
8.71947·106
0.01
Factor acéntrico
-
VALOR
Momento dipolar
C.m
Densidad (90.67 K)
kmol/m3
28.2307
Viscosidad (90.67 K)
Pa·s
3.79668·10-6
Densidad sólido (23.15 K)
kmol/m3
32.5715
Viscosidad (850 K)
Pa·s
2.42802·10-5
Presión de vapor (90.67 K )
Pa
11732.8
Tensión superficial (90.67 K)
N/m
0.017633
Presión de vapor (190.58 K)
Pa
4.59259·106
Tensión superficial (190.63 K)
N/m
-
PROPIEDAD
COEFICIENTES
A
B
C
D
E
Densidad estado sólido (kmol/m )
32.022
-0.01587
-0.000155
-
-
Densidad estado líquido (kmol/m3)
2.873
0.2881
190.58
0..277
3
-5
38.664
-1314.7
-3.3373
3.016·10
1.0325·107
0.3138
-0.2318
0.2575
-
Capacidad calorífica gas (J/kmol·K)
33295
80295
2101.8
42130
995.1
Capacidad calorífica líquido
(J/kmol·K)
607140
-18946
238.42
-1.3113
0.0026842
-1866
1212.3
-13.534
0.06308
-
1.323·10-5
0.1798
718
-8900
-
Presión de vapor (Pa)
Calor de vaporización (J/kmol)
Capacidad calorífica sólido (J/kmol·K)
Viscosidad vapor (Pa·s)
-1.722
Viscosidad líquido (Pa·s)
84.5
-1.7095
-9.02·10
-24
2
10
5. Dióxido de carbono
Nombre: Dióxido de carbono
Fórmula molecular:CO2
Nº identificación CAS:124-38-9
PROPIEDAD
UNIDADES
Peso molecular
kg/kmol
Temperatura crítica
Constantes de propiedades físicas
VALOR
PROPIEDAD
UNIDADES
44.01
Punto de fusión
K
194.67
K
304.2
Punto de ebullición
K
216.58
Presión crítica
atm
72.85
Diámetro molecular
Ǻ
-
Volumen crítico
m3/kmol
0.092863
Calor de formación
J/kmol
-3,9352·108
Energía Gibbs de formación
J/kmol
-3,9441·108
Calor de vaporización (216.58K)
J/kmol
1.5300·107
0.231
Factor acéntrico
-
VALOR
Momento dipolar
C.m
Densidad (216.58 K)
kmol/m3
26.8256
Viscosidad (373.15 K)
Pa·s
9.7491·10-6
Densidad sólido (143.1 K)
kmol/m3
36.8999
Viscosidad (273.15 K)
Pa·s
5.2033·10-5
Presión de vapor (216.58
K)
Pa
513511
Tensión superficial (216.58 K)
N/m
0.01663
Presión de vapor (304.2 K)
Pa
7.3616·106
Tensión superficial (304.2 K)
N/m
-
PROPIEDAD
COEFICIENTES
A
B
C
D
E
32.939
0.06842
-0.0002847
-
-
Densidad estado líquido (kmol/m )
2.757
0.2616
304.19
0.2903
-
Presión de vapor (Pa)
85.53
-3481.3
-11-336
0.021505
1
0.2146
-0.659
0.7826
-
34540
-1428
26400
588
104370
-433.33
0.60052
-
Densidad estado sólido (kmol/m3)
3
Calor de vaporización (J/kmol)
Capacidad calorífica gas (J/kmol·K)
Capacidad calorífica líquido
(J/kmol·K)
1.826·10
7
29370
-8.3043·10
6
-14370
1188
-9.71
0.03777
-5·10-5
Viscosidad vapor (Pa·s)
2.148·10-6
0.46
290
-
-
Viscosidad líquido (Pa·s)
18.775
-402.9
-4.6854
-7·10-26
10
Capacidad calorífica sólido (J/kmol·K)
6. Agua
Nombre: Agua
Fórmula molecular:H2O
Nº identificación CAS: 7732-18-5
Constantes de propiedades físicas
PROPIEDAD
UNIDADES
Peso molecular
kg/kmol
Temperatura crítica
K
Presión crítica
Volumen crítico
PROPIEDAD
UNIDADES
18.015
Punto de fusión
K
273.15
647.35
Punto de ebullición
K
373.15
atm
218.29
Diámetro molecular
Ǻ
2.52
3
0.063494
Calor de formación
J/kmol
-2.4182·108
Energía Gibbs de formación
J/kmol
-2.2859·108
6.1809·10-30
Calor de vaporización
J/kmol
4.0657·107
m /kmol
VALOR
0.348
Factor acéntrico
VALOR
Momento bipolar
C.m
Densidad (273.16 K)
kmol/m3
55.5826
Viscosidad (373.15 K)
Pa·s
1.2179·10-5
Densidad sólido (273.15K)
kmol/m3
50.8883
Viscosidad (273.15 K)
Pa·s
0.001724
Presión de vapor (273.16K)
Pa
615.107
N/m
0.56714
Presión de vapor (647.13K)
Pa
2.1937·107
N/m
0.07795
Tensión superficial
(273.15K)
Tensión superficial
(273.16K)
PROPIEDAD
COEFICIENTES
A
B
C
D
E
Densidad estado sólido (kmol/m )
5.495
0.30542
647.13
0.081
-
Densidad estado líquido (kmol/m3)
53.03
-0.0078409
-
-
-
Presión de vapor (Pa)
72.55
-7206.7
-7.1385
4.046·10-6
2
5.2053·107
0.3199
-0.212
0.258
-
Capacidad calorífica gas (J/kmol·K)
33359
26798
2609.3
8888
1167.6
Capacidad calorífica líquido
(J/kmol·K)
276370
-2090.1
8.125
-0.014116
9.3701·10-6
Capacidad calorífica sólido (J/kmol·K)
-262-49
140.52
-
-
-
2.6986·10-6
0.498
1257.7
-19570
-
5.3495·10-29
10
3
Calor de vaporización (J/kmol)
Viscosidad vapor (Pa·s)
Viscosidad líquido (Pa·s)
-51.964
3670.6
5.7331
7. Etano
Nombre: Etano
Fórmula molecular:C2H6
Nº identificación CAS: 74-84-0
Constantes de propiedades físicas
PROPIEDAD
UNIDADES
Peso molecular
kg/kmol
Temperatura crítica
K
Presión crítica
atm
Volumen crítico
m3/kmol
Factor acéntrico
VALOR
PROPIEDAD
UNIDADES
VALOR
30.07
Punto de fusión
K
90.35
305.43
Punto de ebullición
K
184.55
48.2
Diámetro molecular
Ǻ
-
0.1467
Calor de formación
J/kmol
-8.385·107
0.099
Energía Gibbs de formación
J/kmol
-3.195·107
-
Calor de vaporización (90.35
K)
J/kmol
1.7853·107
Momento dipolar
C.m
Densidad (90.35 K)
kmol/m3
21.6205
Viscosidad (150 K)
Pa·s
4.95665·10-6
Densidad sólido (305.42)
kmol/m3
6.77089
Viscosidad (1000 K)
Pa·s
2.64149·10-5
Presión de vapor (90.35)
Pa
1.13053
Tensión superficial (90.35 K)
N/m
0.032084
Tensión superficial
N/m
-
Presión de vapor (305.42)
4.87093·10
Pa
6
PROPIEDAD
COEFICIENTES
A
B
C
D
E
Densidad estado sólido (kmol/m3)
25.263
-0.01095
-
-
-
3
Densidad estado líquido (kmol/m )
1.8257
0.2733
305.42
0.2833
-
Presión de vapor (Pa)
52.55
-2611.4
-5.2514
1.55·10-5
2
0.572
-0.5061
0.3133
-
Calor de vaporización (J/kmol)
2.0902·10
7
Capacidad calorífica gas (J/kmol·K)
35650
135200
1430
61800
612
Capacidad calorífica líquido
(J/kmol·K)
183100
-3083
29.608
-0.12133
0.0001843
Capacidad calorífica sólido (J/kmol·K)
7343.1
-1362.5
91.544
-1.4984
0.008335
0.273
981
-30300
-
7.817·10
Viscosidad vapor (Pa·s)
-6
-7.748
Viscosidad líquido (Pa·s)
303.5
-0.5005
-1·10
25
10
8. Dimetiléter
Nombre: Dimetiléter
Fórmula molecular:C2H6O
Nº identificación CAS: 115-10-6
PROPIEDAD
UNIDADES
Peso molecular
kg/kmol
Temperatura crítica
K
Presión crítica
Volumen crítico
Constantes de propiedades físicas
PROPIEDAD
UNIDADES
46.069
Punto de fusión
K
131.66
400.1
Punto de ebullición
K
248.31
Atm
52.9998
Diámetro molecular
Ǻ
4.21
3
0.17
Calor de formación
J/kmol
-1.841·108
Energía Gibbs de formación
J/kmol
-1.128·108
Calor de vaporización (101.35 K)
J/kmol
2.6032·107
m /kmol
VALOR
0.2002
Factor acéntrico
4.34·10-30
VALOR
Momento dipolar
C.m
Densidad (131.65 K)
kmol/m3
18.9503
Viscosidad (131.65 K)
Pa·s
3.6879·10-6
Densidad sólido (400.1)
kmol/m3
5.85778
Viscosidad (1000 K)
Pa·s
2.72151·10-5
Presión de vapor
(131.65)
Pa
3.04958
Presión de vapor (400.1)
Pa
5.27353·106
Tensión superficial (131.65 K)
N/m
0.0373355
Tensión superficial
N/m
-
Nombre: Dimetiléter
Fórmula molecular: C2H6O
Nº identificación CAS: 115-10-6
Coeficientes de ecuación
PROPIEDAD
COEFICIENTES
A
B
C
D
E
Densidad estado sólido (kmol/m )
22.2
-
-
-
-
Densidad estado líquido (kmol/m3)
1.5693
0.2679
400.1
0.2882
3
44.704
-3525.6
-3.4444
2.994·107
0.3505
-
-
-
Capacidad calorífica gas (J/kmol·K)
51480
144200
1603.4
77470
725.4
Capacidad calorífica líquido
(J/kmol·K)
110100
-157.47
0.51853
-
-
Capacidad calorífica sólido (J/kmol·K)
-13880
1258
-8.22
0.026752
-
0.3975
534
-
-
-
-
Presión de vapor (Pa)
Calor de vaporización (J/kmol)
2.68·10
Viscosidad vapor (Pa·s)
-6
-10.62
Viscosidad líquido (Pa·s)
448.99
8.3967·10
5.4574·10
-17
-5
6
9. Etanol
Nombre: Etanol
Fórmula molecular:C2H6O
Nº identificación CAS: 64-17-5
Constantes de propiedades físicas
PROPIEDAD
UNIDADES
Peso molecular
kg/kmol
Temperatura crítica
PROPIEDAD
UNIDADES
46.069
Punto de fusión
K
159.05
K
513.92
Punto de ebullición
K
351.44
Presión crítica
Atm
60.6761
Diámetro molecular
Ǻ
4.31
Volumen crítico
m3/kmol
0.167
Calor de formación
J/kmol
-2.3495·108
0.6452
Energía Gibbs de formación
J/kmol
-1.6785·108
Calor de vaporización (513.92 K)
J/kmol
26872
Factor acéntrico
Momento bipolar
VALOR
5.64·10-30
C.m
VALOR
Densidad (159.05 K)
kmol/m
3
19.4128
Viscosidad (200 K)
Pa·s
6.02939·10-6
Densidad sólido (513.92 K)
kmol/m3
5.96518
Viscosidad (1000 K)
Pa·s
2.65053·10-5
Presión de vapor (159.05
K)
Pa
0.000485
N/m
0.0241005
Presión de vapor (513.92
K)
Pa
6.1171·106
N/m
0.000838
Tensión superficial (273.15 K)
Tensión superficial
PROPIEDAD
COEFICIENTES
A
B
C
D
E
Densidad estado sólido (kmol/m )
22.9
-
-
-
-
Densidad estado líquido (kmol/m3)
1.648
0.27627
513.92
0.2331
3
-6
Presión de vapor (Pa)
74.475
-7164.3
-7.327
3.134·10
Calor de vaporización (J/kmol)
5.69·107
0.3359
-
-
-
Capacidad calorífica gas (J/kmol·K)
49200
145770
1662.8
93900
744.7
Capacidad calorífica líquido
(J/kmol·K)
102640
-139.63
-0.030341
0.0020386
-
Capacidad calorífica sólido (J/kmol·K)
-13500
1175.5
-8.043
0.0237
-
Viscosidad vapor (Pa·s)
1.0613·10-7
0.8066
52.7
-
-
Viscosidad líquido (Pa·s)
7.875
781.98
-
-
-3.0418
2
10. Acetona
Nombre: Acetona
Fórmula molecular:C3H6O
Nº identificación CAS: 67-64-1
Constantes de propiedades físicas
PROPIEDAD
UNIDADES
Peso molecular
kg/kmol
Temperatura crítica
K
Presión crítica
Volumen crítico
PROPIEDAD
UNIDADES
58.08
Punto de fusión
K
178.45
508.2
Punto de ebullición
K
329.4
Atm
46.4002
Diámetro molecular
Ǻ
4.5
3
0.209
Calor de formación
J/kmol
-2.1715·108
0.3064
Energía Gibbs de formación
J/kmol
-1.5272·108
Calor de vaporización (178.45 K)
J/kmol
3.68874·107
m /kmol
Factor acéntrico
VALOR
9.6066·10-30
VALOR
Momento bipolar
C.m
Densidad (178.45 K)
kmol/m3
15.7208
Viscosidad (300 K)
Pa·s
7.53927·10-6
Densidad sólido (508.2 K)
kmol/m3
4.77407
Viscosidad (650 K)
Pa·s
1.66804·10-5
Presión de vapor (178.45K)
Pa
2.59376
N/m
0.0382514
N/m
-
Presión de vapor (508.2 K)
4.67333·10
Pa
Tensión superficial (178.45K)
6
Tensión superficial
PROPIEDAD
COEFICIENTES
A
B
C
D
E
Densidad estado sólido (kmol/m )
16.67
-
-
-
-
Densidad estado líquido (kmol/m3)
1.22
0.25
508.2
0.299
3
-6
-
70.72
-5685
-7.351
6.3·10
4.917·107
1.036
-1.29
0.67
-
Capacidad calorífica gas (J/kmol·K)
48120
164400
1250
71700
-524.4
Capacidad calorífica líquido
(J/kmol·K)
135600
-177
0.28
0.000689
-
Capacidad calorífica sólido (J/kmol·K)
-12000
1276
-6.17
0.0132
-
3.1005·10-8
0.97
23.14
-
-
Presión de vapor (Pa)
Calor de vaporización (J/kmol)
Viscosidad vapor (Pa·s)
2
Viscosidad líquido (Pa·s)
-14.91
1023.4
0.59
-
ANEXO VI: TABLAS PARA EL CÁLCULO DE PROPIEDADES
FÍSICAS.
-
ANEXO VII: TABLAS PARA EL INTERCAMBIADOR DE CALOR
Y EL REACTOR.
Para el cálculo del condensador se ha recurrido al Manual del Ingeniero Químico
(Perry y Chilton, Ed. Mc. Graw Hill) donde vienen recogidas una serie de tablas que
relacionan el número de tubos y el diámetro de la carcasa. Se ha utilizado la siguiente:
ANEXO VIII: TABLAS PARA EL CÁLCULO DEL COSTE DE LOS
EQUIPOS.
ANEXO IX: TABLAS PARA LA REALIZACIÓN DE LOS PLANOS.
Para la realización de los planos he utilizado la siguiente tabla que indica las distancias
entre los diferentes equipos.
Las dimensiones de mis equipos aparecen en la siguiente tabla:
Equipos
Orientación Longitud (m) Diámetro (m)
C – 100
Horizontal
0.81
C – 101
Horizontal
0.81
E – 100 (2) Horizontal
2.7
2
E – 101 (2) Horizontal
2.7
0.37
Vertical
6.1
2.65
E – 300 (2) Vertical
6.1
1
4.24
1.92
R – 100
V – 100
Vertical
C – 200
Horizontal
E – 200 (2) Horizontal
0.35
5.3
2
T – 100
Vertical
26.85
5.98
E – 500
Horizontal
6.1
3.84
E – 400
Vertical
3.048
0.39
T – 200
Vertical
12.07
3.12
E – 600
Vertical
3.2
3.4
E – 700
Horizontal
4.2
2.5