DISEÑO DE UN RECIPIENTE A PRESIÓN CON UN SISTEMA DE AGITACIÓN PARA EL PROCESAMIENTO DE BIODIESEL...

UNIVERSIDAD NACIONAL DE INGENIERÍA

FACULTAD DE INGENIERÍA MECÁNICA

“DISEÑO DE UN RECIPIENTE A PRESIÓN CON UN SISTEMA DE AGITACIÓN PARA EL

PROCESAMIENTO DE BIODIESEL DE 3 m3 DE CAPACIDAD”

TESIS PARA OPTAR EL TÍTULO PROFESIONAL DE INGENIERO MECÁNICO

JIM ANTHONY MANRIQUE REBAZA

PROMOCIÓN 2006-I

LIMA – PERÚ

2011

A mis padres, familiares, amigos y

terceras personas que con su

ayuda invaluable pude realizar mi

sueño, ser Ingeniero; y sobre todo

a mi madre, Sylvia Rebaza, que

con su apoyo y comprensión

ayudaron a finalizar este proyecto.

Gracias.

I

Í N D I C E

PRÓLOGO………………………………………………………………………. 1

CAPÍTULO I

INTRODUCCIÓN………………………………………………………………. 3

1.1. Antecedentes……………………………………………………………...... 3

1.2. Objetivo………………………………………………………..………….... 4

1.3. Alcance…..…………………………………………………………………. 5

1.4. Justificación…………………………………………………………………..5

CAPÍTULO II

EL BIODIESEL COMO ALTERNATIVA ENERGÉTICA.……….…….… 7

2.1. El Biodiesel…….…..……….……………………………….……….…….. 7

2.1.1. Naturaleza del biodiesel…..………………………………………... 9

2.1.2. Característica del biodiesel………………………....…………….... 10

2.1.3. Producción de biodiesel a partir de insumos de aceite usado …..… 10

2.2. El Sistema Energético y alternativa energética............................................ 12

2.3. Ventajas del Biodiesel.................................................................................. 14

2.4. Desventajas del Biodiesel............................................................................. 15

2.5. Proceso químico para la producción del Biodiesel...................................... 16

2.5.1. Proceso Discontinuo……...………………………………………... 20

2.5.2. Proceso Continuo……………...…………………....…………….... 21

II

2.5.3. Transesterificación..………………………………………………… 24

2.6. Biodiesel en el Perú..................................................................................... 28

2.7. Biodiesel en el Mundo................................................................................. 31

CAPITULO III

DISEÑO MECÁNICO DEL RECIPIENTE…………………………………... 33

3.1. Definiciones………………………………………………………………… 33

3.2. Consideraciones del diseño…………………………………………….…... 35

3.2.1 Parámetros de Diseño……...………………………………………... 35

3.2.2 Selección del Material…………….………………………………… 37

3.2.3 Margen por corrosión…….....….…………………………………… 38

3.2.4 Eficiencia de la Soldadura.....………..……………………………… 39

3.2.5 Condición de operación del Recipiente……………………………... 41

3.3. Cálculo del tamaño del Tanque……………………………………………. 44

3.4. Cálculo del volumen de los cabezales Toriesféricos………………………. 48

3.5. Cálculo de la Altura Total Interior del Tanque…………………………….. 48

3.5.1 Cálculo de la Altura del Cuerpo Cilíndrico del Tanque……..……… 48

3.5.2 Cálculo de la Altura del Cabezal Toriesférico del Recipiente……… 50

3.5.3 Cálculo de la Altura Total…..….…………………………………… 51

3.6. Cálculo del espesor del cuerpo cilíndrico interior………………………… 52

3.6.1. Cálculo del espesor del cilindro interior por Presión Interna…….. 52

3.6.2. Cálculo del espesor del cilindro interior por Presión Externa…….. 53

3.7. Cálculo del espesor de los cabezales Toriesféricos del Recipiente………… 56

3.7.1. Cálculo por Presión Interna del Cabezal Toriesférico……………... 56

III

3.7.2. Cálculo por Presión Interna del Fondo Toriesférico…………..…... 58

3.7.3. Cálculo por Presión Externa del Cabezal Toriesférico………..…... 59

3.7.4. Cálculo por Presión Externa del Fondo Toriesférico………..…... 63

3.8. Cálculo del espesor del cilindro y cabezales Toriesféricos del

enchaquetado…………………………………………………………..…… 66

3.8.1. Cálculo del espesor del cilindro del enchaquetado por Presión

Interna……………………………………………………………... 67

3.8.2. Cálculo del espesor del cilindro del enchaquetado por Presión

Externa……………………………………………….………..…... 68

3.8.3. Cálculo por Presión Interna del Fondo Toriesférico del

enchaquetado……………………………………………….……… 70

3.8.4. Cálculo por Presión Externa del Fondo Toriesférico del

enchaquetado……………………………………………….……… 71

3.9. Diseño y dimensionamiento de aberturas….……………………………… 75

3.9.1. Abertura para el sistema de agitación……………………………... 75

3.9.2. Cálculo de la Resistencia de sujeción de la abertura para sistema de

agitación……..…............................................................................ 89

3.9.3. Abertura para Manhole………………………………….……..…... 95

3.10. Diseño de tuberías de carga, descarga y de venteo………………………… 101

3.10.1. Tubería de Carga…………………………….……………………... 101

3.10.2. Tubería de Descarga........................................................................ 110

3.10.3. Tubería de Venteo……………………………………….……..…... 118

3.11. Cálculo y selección de bridas…………….………………………………… 119

IV

3.12. Cálculo y selección de empaquetadura…………………..………………… 121

CAPITULO IV

DISEÑO DEL SISTEMA DE AGITACIÓN………………………………….. 127

4.1. Consideraciones del Diseño…………………………….………………..... 127

4.2. Sistema de Agitación……………………………………………………….. 127

4.3. Diseño del Rodete………..………………………………………………… 129

4.3.1. Cálculo de las dimensiones del Rodete……..……………………... 132

4.3.2. Cálculo de las placas deflectoras………..…………………………. 135

4.4. Cálculo de la Potencia consumida en el tanque………..………………..… 136

4.4.1. Selección del Flujo a trabajar…………….….…………………….. 137

4.4.2. Selección de la Velocidad Anguar…………………………………. 137

4.4.3. Cálculo de la Densidad Promedio y Viscosidad Promedio……...…. 137

4.4.4. Cálculo del Número de Reynolds………………………………..…. 139

4.4.5. Cálculo de la Potencia…………………….……………………..…. 140

4.4.6. Selección del Motorreductor……………...……………………..…. 144

4.4.7. Cálculo del Momento Torsor……………...……………………….. 146

4.5. Cálculo del Eje del impulsor…………………………………………..…… 147

4.6. Verificación del eje por deformación angular por torsión…………………. 150

4.7. Cálculo de la Chaveta……………………….……………………………... 152

4.8. Cálculo y selección de acoplamiento……………..……………………….. 154

4.9. Cálculo Estructural del Rodete……………………………………………... 156

4.9.1. Determinación de las fuerzas sobre el impulsor .…………………... 156

4.9.2. Determinación del espesor de los álabes …..………………………. 158

V

4.9.3. Determinación del espesor del disco………………………..…...…. 160

4.10. Cálculo y selección de los Rodamientos………………………………….. 162

4.10.1. Cálculo de las Cargas sobre el rodamiento………..………………... 164

4.10.1.1. Cálculo de Carga Axial………………………………….. 165

4.10.1.2. Cálculo de Carga Radial…………..……………………... 165

4.10.1.3. Cálculo de las reacciones de los rodamientos………….... 168

4.10.2. Selección de los rodamientos……..………………………………... 169

CAPÍTULO V

DISEÑO DEL SISTEMA TERMICO…………………................................... 173

5.1. Consideraciones del Diseño….…………………………………………… 173

5.2. Proceso de Calentamiento…….…………………………………………… 175

5.3. Balance Térmico…………………………………………………………… 176

5.4. Cálculo del Coeficiente Global de Transferencia………………………… 176

5.5. Cálculo del Coeficiente Convectivo Interno…….………………………… 178

5.6. Cálculo de la Resistencia Térmica de Conductividad……………………… 180

5.7. Cálculo del Coeficiente Convectivo Externo ……………………………… 180

5.8. Cálculo del Coeficiente Convectivo pelicular por incrustaciones………… 181

5.9. Determinación del tiempo de calentamiento……………………….……… 182

5.10. Determinación del Flujo Másico de Vapor………………………...……… 184

CAPITULO VI

DISEÑO DE SOPORTE Y ACCESORIOS DE IZAJE.................................. 186

6.1. Consideraciones del Diseño………………………………………………... 186

6.2. Cálculo de Pesos……………………………………………………………. 187

VI

6.2.1. Cálculo del peso del tanque………………………………..………. 187

6.2.2. Cálculo del peso del enchaquetado………………………..………. 187

6.2.3. Cálculo del peso del eje……..……………………………..………. 187

6.2.4. Cálculo del peso de los rodetes……………………………..……….188

6.2.5. Cálculo del peso del fluido…..……………………………..………. 188

6.2.6. Cálculo del peso del motorreductor………………………..………. 188

6.2.7. Cálculo del peso de los rodamientos……………………..………. 188

6.2.8. Cálculo del peso del acoplamiento………………………..………. 189

6.2.9. Cálculo del peso de los bafles…….………………………..………. 189

6.2.10. Cálculo del peso de las bridas…….………………………..………. 189

6.2.11. Cálculo del peso total del Tanque y accesorios…………..………. 189

6.3. Cálculo de los soportes……………………………………………………. 190

6.4. Selección de zapata para soporte …………………………………………. 194

6.5. Cálculo de Accesorios de Izaje……………………………………………. 194

6.6. Diseño de apoyos tipo columna……………………………………………. 197

6.7. Diseño del Perfil de las columnas…………………………………………. 198

6.7.1. Cálculo de carga de viento……………………...…………………... 199

6.7.2. Cálculo de Carga de Sismo……………. …..………………………. 203

6.7.3. Análisis de Cargas…………………………………………..…...…. 207

6.8. Selección del perfil de las columnas………………………………………. 208

6.9. Cálculo de la placa de apoyo en la columna………………………………. 212

6.10. Cálculo de Perno de Anclaje………………………………………………. 216

6.11. Carga Crítica………………………………………………………………. 218

VII

CAPITULO VII

COSTOS............................................................................................................. 219

7.1. Costo de Fabricación del Recipiente a presión…………………………... 219

CONCLUSIONES……………………………………………………………… 223

RECOMENDACIONES……………………………………………………….. 225

BIBLIOGRAFÍA………………………………………………………………... 226

ANEXOS……….………………………………………………………………... 228

- 1 -

PRÓLOGO

El desarrollo de la presente Tesis, tiene la finalidad de desarrollar un equipo para el

procesamiento de Biodiesel, debido a que se desea obtener combustibles amigables

con el medio ambiente, siendo este una alternativa energética, y se pueda desarrollar

una planta piloto de Biodiesel, donde los equipos principales para la obtención de

Biodiesel son: Reactor químico, separador centrífugo y un tanque de lavado, por lo

que el Proyecto se llama "Diseño de un recipiente a Presión con un sistema de

agitación para el procesamiento de Biodiesel de 3 m3 de capacidad”.

Para su desarrollo se ha dividido en siete capítulos:

En el primer capítulo, que es la introducción, se describe el antecedente, objetivos,

sus alcances, y justificación del proyecto.

En el segundo capítulo, se describe el biodiesel como alternativa energética, donde se

detalla el concepto y proceso del biodiesel, la transesterificación que es la parte

principal de cómo se produce y obtiene el biodiesel, así como sus ventajas y

desventajas, y como se desarrolla en el Perú y en el Mundo.

- 2 -

En el tercer capítulo, se describen el diseño mecánico del recipiente a presión, donde

se realizan los cálculos de los espesores del tanque y su enchaquetado, utilizando la

norma ASME Sección VIII División 1.

En el cuarto capítulo, se describe el diseño del sistema de agitación, el cual es

importante para la mezcla del aceite usado o reciclado con el catalizador y el alcohol,

para forma con la mezcla el biodiesel.

En el quinto capítulo, se describe el diseño del sistema térmico, el cual sirve para

mantener constante la temperatura de calentamiento que sirve para el procesamiento

de biodiesel.

En el sexto capítulo, se desarrolla el diseño de soporte y accesorios de izaje para el

recipiente a presión, donde se calcula las zapatas, columnas y cáncamos para el

montaje del tanque.

En el séptimo capítulo, se desarrolla los costos de fabricación del recipiente.

Asimismo, se presentan las respectivas Conclusiones, Recomendaciones y la

Bibliografía utilizada para la elaboración de la presente Tesis.

3

CAPITULO I

INTRODUCCION

1.1 Antecedentes

El biodiesel es un combustible alternativo a los combustibles fósiles, fabricado a

partir de material vegetal. Se ha observado un fuerte crecimiento del uso de

combustibles renovables a nivel mundial, debido a la preocupación cada vez

mayor de los países en disminuir su dependencia del petróleo como

combustible y sus emisiones de compuestos dañinos a la atmósfera.

En efecto, el petróleo constituye hoy la primera fuente de energía en el mundo

pero las incertidumbres que pesan sobre la continuidad de su abastecimiento

en el tiempo motivan a los países a encontrar otras fuentes de energía.

Con esto y por las diferentes secuelas que va dejando los primeros indicios del

calentamiento global, debido a que en las últimas décadas empiezan estudios

más profundos y continuos de la búsqueda de un combustible alterno y

amigable al ambiente, es por esto que se toma en cuenta a los aceites

vegetales, que en este caso se usará aceite reciclado, los mismos que ya

habían sido citados en estudios desde la invención del motor diesel gracias a

4

los trabajos de Rudolf diesel, en los que ya se destinaba a la combustión en

motores de ciclo diesel convencionales o adaptados.

El uso de combustibles amigables con la naturaleza resulta ser la mejor vía de

continuar con un mejoramiento de la calidad de vida sin perjudicar más a la

naturaleza y sus recursos. Por este motivo se trata de realizar diseños de

plantas de biodiesel para realizar la fabricación de este producto, con lo cual

cuenta con tres equipos claves para su fabricación, los cuales son: Reactor

Químico, Separador Centrífugo y el Tanque de Lavado. En esta tesis se

realizará el diseño del Reactor Químico.

1.2 Objetivo

Diseñar un tanque vertical a presión, para la obtención de Biodiesel, llamado

también reactor químico, donde se realiza el proceso de transesterificación del

biodiesel a partir de Aceite Comestible Reciclado.

Se debe tener en cuenta, para la realización de esta tesis, partimos de la

mezcla de los aceites residuales con la mezcla de metanol y catalizador

(hidróxido de sodio), que se realizará dentro de este reactor químico con el

sistema de agitación que se proveerá al tanque y se desarrollará el cálculo del

enchaquetado para que se mantenga con la temperatura adecuada para la

mezcla de estos materiales.

Con esto se efectuará los cálculos de ingeniería para el diseño del reactor y

realizar su respectivo dimensionamiento.

5

1.3 Alcance

El alcance de esta tesis es solamente el diseño del recipiente a presión vertical

para el procesamiento de Biodiesel con una capacidad de 3 m3, en el cual se

realizará la mezcla y reacción.

Este tanque cuenta con un Sistema de Agitación, el cual consta de un eje,

rodete en la parte inferior y un motorreductor, cumpliendo con las

especificaciones y normas de calidad, también se contemplará el desarrollo del

sistema térmico, el cual consta de un enchaquetado para mantener a la

temperatura de 65º a 85º C, lo que se necesita para que se produzca la

transesterificación.

Además esta tesis se plantea como un manual para el diseño de tanques

verticales.

1.4 Justificación

La comunidad mundial está en búsqueda de un sin número de alternativas

válidas para obtener una solución factible a la gran problemática ambiental que

enfrenta el planeta, en varias oportunidades se han hablado de programas y

compromisos dentro de convenciones como la de Kyoto, en la que los cómo

acuerdo se llego al compromiso de la búsqueda de energías alternativas;

siendo como eje fundamental la desutilización de combustibles fósiles.

Es por esto que es indudable que hay que buscar combustibles renovables

alternativos a los que se obtienen del petróleo, no sólo por la disponibilidad

6

limitada de este recurso sino también por los problemas de contaminación

ambiental creciente y los biocombustibles son una opción válida. Esto no quiere

decir que sean la única opción ni la definitiva; hay otras fuentes de energía

renovables con mucho potencial: energía solar, eólica, mareomotriz,

geotérmica, etc., pero actualmente los motores diesel se pueden utilizar con

mezclas de pequeños porcentajes de biodiesel en gasoil, sin realizar cambios

en los mismos; o sea, es una opción que está disponible ahora, mientras se

sigue desarrollando la tecnología necesaria para poder sumar otras fuentes

renovables de energía a un costo competitivo.

7

CAPITULO II

EL BIODIESEL COMO ALTERNATIVA ENERGÉTICA

2.1 El Biodiesel

El biodiesel es un combustible renovable derivado de aceites o grasa de origen

vegetal o animal. El prefijo bio hace referencia a su naturaleza renovable y

biológica en contraste con el combustible diesel tradicional derivado del

petróleo; mientras que diesel se refiere a su uso en motores de este tipo. Como

combustible, el biodiesel puede ser usado en forma pura o mezclado con diesel

del petróleo.

Su combustión emite a la atmósfera una cantidad de CO2 que será absorbida

por otro vegetal en el proceso de fotosíntesis (Figura 2.1). Así, el uso de un

motor de encendido por compresión con biodiesel no modifica el ciclo de

carbono y sólo incorpora adicionalmente el CO2 de la energía necesaria a la

fabricación del combustible.

Se ha observado un fuerte crecimiento del uso de combustibles renovables a

nivel mundial, debido a la preocupación cada vez mayor de los países en

8

disminuir su dependencia del petróleo como combustible y sus emisiones de

compuestos dañinos a la atmósfera.

Figura 2.1. Ciclo básico del carbono para el biodiesel.

En efecto el petróleo constituye hoy la primera energía en el mundo pero las

incertidumbres que pesan sobre la continuidad de su abastecimiento en el

tiempo motivan a los gobiernos para encontrar otras fuentes de energía.

El National Biodiesel Board (La Asociación de Productores Norteamericanos de

Biodiesel) lo define como un combustible compuesto de ésteres mono-alquílicos

de ácidos grasos de cadena larga derivados de aceites o grasas, vegetales o

animales.

9

Este biocombustible se obtiene mediante un proceso químico llamado

transesterificación, en el cual los aceites orgánicos son combinados con un

alcohol y alterados químicamente para formar un éster etílico o metílico, el cual

recibe finalmente el nombre de biodiesel. Estas moléculas resultantes están

compuestas por un ácido graso de cadena larga y un alcohol.

2.1.1 Naturaleza del biodiesel

El biodiesel está constituido de ésteres mono-alquílicos de ácidos grasos

de cadena larga, obtenidos mediante la reacción entre un vegetal u otro

cuerpo graso y un alcohol en presencia de un catalizador (Figura 2.2).

Figura 2.2. Fabricación del biodiesel.

Esta reacción produce los ácidos grasos del biodiesel y un subproducto

que se debe eliminar, la glicerina. De cada molécula de metanol (o

etanol) se reemplaza un elemento hidrógeno por un grupo con radical,

marcado Rx, constituye la molécula metil éster.

10

El biodiesel se puede hacer a partir de una gran variedad de materia

base, entre otros aceites extraídos de soya, maíz, colza o palma por

ejemplo, aceite usado en cocina o grasa animal. Para lograr una total

eficiencia del proceso químico, el aceite debe estar libre de acodos

grasos libres, agua, fósforo y sulfuro.

2.1.2 Características del biodiesel

Existe diversidad de la materia base que se utiliza en el proceso de

fabricación, resultando variables las características del biodiesel final.

Sin embargo, se pueden destacar propiedades generales que tienen

todos los tipos de biodiesel. Vemos que el biodiesel tiene una energía

específica menor en 5% respecto al petróleo diesel. Pero su viscosidad

mayor permite mejorara la lubricación dentro de la cámara de

combustión, disminuyendo así los esfuerzos de roce que bajan el

rendimiento global del motor. Por lo tanto, la lubricación mejorada

permite compensar en parte el calor de combustión más bajo y junto con

otros factores (mejor combustión), el rendimiento energético del motor

sigue siendo igual con el uso de biodiesel.

2.1.3 Producción de biodiesel a partir de insumos de aceite usado

El escenario inicial previsto en el proyecto para la producción de

biodiesel a partir de insumos de descarte (aceites usados).

Se entiende por aceite usado el aceite vegetal que se utiliza en un

proceso agroindustrial para cocer alimentos.

11

Un siguiente paso, con el fin de estimar el potencial de réplica de estos

sistemas pequeños de producción de biodiesel a partir de aceites

usados, ha sido el inicio de un estudio para determinar la oferta, evaluar,

caracterizar y clasificar los aceites y grasas comestibles residuales en la

ciudad de Lima.

El estudio consta de una primera etapa a nivel de laboratorio, que

incluye:

Recolección de aceites y grasas residuales de cadenas de comida

rápida, fábricas de bocaditos fritos, cadenas de supermercados,

restaurantes en general y pollerías.

Análisis de los aceites y grasas: índice de acidez, índice de yodo,

porcentaje de humedad, índice de saponificación, índice de

refracción e índice de peróxido.

Evaluación de métodos de pre-tratamiento de los aceites: filtrado,

desecación en estufa de vacío, neutralización de ácidos grasos

libres, esterificación por vía ácida.

Pruebas de obtención de biodiesel a nivel de laboratorio.

Pruebas de purificación del biodiesel mediante lavado con agua,

purificación con glicerina, desecación en estufa, secado con sales

deshidratantes, filtrado.

Análisis del biodiesel para comprobar su calidad: índice de acidez y

yodo, humedad, pH, viscosidad, glicerol total, libre y combinado,

cenizas.

12

Tabla 2.1: Características de aceites recolectados en distintos

establecimientos de Lima.

2.2 El Sistema Energético y alternativa energética

La energía es, básicamente, la capacidad para realizar trabajo. En un sentido

amplio esto significa la capacidad de obrar, transformar y poner en movimiento.

Existe energía debido a la posición, el movimiento, la composición química, la

masa, la temperatura y otras propiedades de la materia. Está en todas partes, y

no se puede destruir, sólo transformar.

El biodiesel es un combustible alternativo a los combustibles fósiles, fabricado a

partir de material vegetal. Se ha observado un fuerte crecimiento del uso de

combustibles renovables a nivel mundial, debido a la preocupación cada vez

mayor de los países en disminuir su dependencia del petróleo como

combustible y sus emisiones de compuestos dañinos a la atmósfera.

Es necesario conciliar las metas de protección ambiental y de seguridad

energética teniendo en cuenta un suficiente, adecuado y equitativo

13

abastecimiento de energía para toda la humanidad. Hoy, de manera urgente, se

necesita frenar el crecimiento de la demanda de combustible fósiles,

incrementar la diversidad del abastecimiento energético – en cuanto a fuentes y

proveedores – y reducir las emisiones de gases de efecto invernadero.

Es necesario conciliar las metas de protección ambiental y de seguridad

energética teniendo en cuenta un suficiente, adecuado y equitativo

abastecimiento de energía para toda la humanidad. Hoy, de manera urgente, se

necesita frenar el crecimiento de la demanda de combustibles fósiles,

incrementar la diversidad del abastecimiento energético – en cuanto a fuentes y

proveedores – y reducir las emisiones de gases de efecto invernadero.

Para poder asegurar la disponibilidad de fuentes energéticas durante las

próximas décadas se tendría que empezar a implementar una serie de políticas

coherentes, en todos los niveles, orientadas a facilitar la transición de la

presente estructura energética a un sistema más diversificado de ofertas y

demandas de energía. Necesitamos encontrar nuevas alternativas energéticas

y realizar esfuerzos para aprovechar todos los recursos energéticos locales,

tanto convencionales como no convencionales. La toma de decisiones en el

sector energético tiene graves implicancias y no debe ser abandonada

exclusivamente en manos de los gobiernos, pues es un problema que nos

compete a todos. Se requieren entonces acciones coordinadas y decididas por

parte de los gobiernos y participación por parte de la población organizada,

sociedad civil y opinión pública.

14

No hay una solución única al problema energético. Sólo con una combinación

de estrategias (ahorro, eficiencia, cambio de matriz energética, diversificación

de fuentes y uso de energías renovables; entre otras) podría haber una salida.

2.3 Ventajas del Biodiesel

Numerosos estudios destacan los beneficios en ves de diesel, o por lo menos

una mezcla de los dos. A continuación se dan las principales ventajas del

biodiesel.

Su fabricación necesita poca energía, esencialmente utilizada en los procesos

de extracción, laboreo de las zonas agrícolas y creación del vapor.

Permite aumentar el número de cetano, o sea la capacidad del combustible en

autoencenderse, produciendo una mejor combustión.

Es un combustible biodegradable que se disuelve fácilmente en la naturaleza

sin crear contaminación del ambiente, en caso de derrame accidental.

Este combustible permite una reducción notable de las emisiones nocivas a la

atmósfera. Tiene un balance neutro en CO2 porque se consume por fotosíntesis

el dióxido de carbono emitido en vegetales que se pueden usar para fabricar de

nuevo biodiesel.

La viscosidad cinemática es mayor, mejorando la capacidad del biodiesel a

lubricar el motor. Esto permite reducir los aditivos utilizados en el petróleo

diesel.

El contenido de azufre es muy bajo, inferior a 15 ppm, permitiendo disminuir las

emisiones de SO2 y material particulado. Este elemento naturalmente presente

en el petróleo diesel aumenta la lubricidad pero el uso de biodiesel en mezcla

15

con diesel de bajo contenido de azufre permite compensar esta propiedad por

su mayor viscosidad.

Este nuevo combustible es fácil de implementar porque se puede usar en

mezcla, designando el porcentaje de biodiesel en el diesel. Hasta 20%, no se

necesitan cambios en el motor y para porcentajes de reemplazo mayores, los

cambios son mínimos.

Las características del motor son similares, o sea que el rendimiento, el torque y

el consumo no cambian significativamente. Los cambios para el conductor son

imperceptibles.

Su mayor punto de ignición disminuye el peligro de explosión durante el

almacenamiento. El Biodiesel es un combustible de clase IIIB y como tal no

tiene mayores requerimientos de protección contra incendios que con los del

petróleo diesel que es clase II.

No son necesarias modificaciones de la infraestructura de distribución

(estaciones de servicio, transporte, etc.)

2.4 Desventajas del Biodiesel

El biodiesel, a pesar de las mejoras que conlleva su uso en motores de

combustión interna, presenta algunas desventajas que no se pueden

despreciar:

Las emisiones de óxidos de nitrógeno NOx aumentan, hasta un 10% cuando se

usa biodiesel puro. Este compuesto participa en la creación del smog

fotoquímico, pero se puede eliminar de manera eficiente con el uso de un

catalizador.

16

Producir biodiesel supone extraer las zonas y las cantidades de vegetales

cultivadas, lo que genera una utilización creciente de fertilizantes y pesticidas.

Así, ganamos en cuanto a los residuos a la atmósfera pero por otro lado, se

echa a la tierra compuestos químicos que contaminan los suelos.

El biodiesel puro genera corrosión y es incompatible con algunos plásticos, por

lo que se deben cambiar ciertas partes del motor para usarlo como B100.

La glicerina presente en el compuesto final se debe purificar, con costo

adicional, mediante un arrastre con vapor.

Este combustible tiene problema de fluidez a bajas temperaturas. Tal

característica impide su uso en ciertas regiones de clima difícil o la obligación

de agregarle aditivos especiales.

Su vida útil es inferior a 6 meses por su escasa estabilidad oxidante, o sea que

pierde su capacidad a oxidarse en el proceso de combustión en la cámara del

motor. No se puede almacenar durante un tiempo largo y se debe vender

rápidamente después de su fabricación.

2.5 Proceso químico para la producción del Biodiesel

En este punto se describirán los diferentes procesos para la producción de

biodiesel entre los que se incluyen el proceso general de transesterificación y el

proceso general de esterificación, aunque habitualmente en este último el

proceso se utiliza en combinación con el de transesterificación a partir de los

ácidos grasos, subproductos de este proceso, para la producción de biodiesel.

Además también se comentarán estos procesos en discontinuo y en continuo,

17

para finalizar con el proceso en condiciones supercríticas donde no es

necesario añadir catalizadores.

El proceso de producción de biodiesel se basa en la reacción de

transesterificación del aceite. Los aceites están compuestos principalmente por

moléculas de triglicéridos formadas de tres cadenas de ácidos grasos unidas a

una molécula de glicerol. La transesterificación consiste en reemplazar el

glicerol por un alcohol simple, como el metanol o el etanol, de forma que se

produzcan ésteres metílicos o etílicos de ácidos grasos. Este proceso permite

disminuir la viscosidad del aceite, la cual es principalmente ocasionada por la

presencia de glicerina en la molécula. La alta viscosidad del aceite impide su

uso directo en motores diesel no modificados, desventaja que se supera

mediante este proceso.

Para lograr la reacción se requieren temperaturas entre 40 y 60°C, así como la

presencia de un catalizador, que puede ser hidróxido de sodio o potasio (NaOH

o KOH).

Luego de precalentar el aceite a la temperatura deseada, se incorpora el

alcohol con el catalizador disuelto y se mantiene reaccionando durante 1 a 2

horas con agitación constante. Después de la reacción se separan dos fases en

la mezcla: una superior líquida y cristalina, el biodiesel; y otra inferior, de color

por lo general más oscuro y alta viscosidad, la glicerina. Si el aceite utilizado

contiene agua o ácidos grasos libres, en la reacción se forma además jabón.

Luego de la separación por gravedad del biodiesel y la glicerina, se realiza un

postratamiento de purificación al biodiesel. Este consiste básicamente en un

lavado con agua, el cual permite separar cualquier resto de glicerina, metanol,

18

catalizador y jabón que hayan podido quedar en el biodiesel, ya que todas estas

moléculas son más solubles en agua que en el éster.

Tabla 2.2. Características del biodiesel obtenido según estándares

internacionales.

Para la producción de biodiesel en este proyecto de tesis se usará aceites

reciclados. Estos materiales contienen triglicéridos, ácidos grasos libres y otros

contaminantes según el tipo de pre tratamiento que recibieron antes de entrar al

proceso de transformación en biodiesel. Como el biodiesel es un mono-alquilo

éster de ácido graso, el alcohol primario utilizado para formar éster es el otro

mayor insumo necesario para generar la reacción química. Se supone que la

planta a diseñar funcionará con semillas de raps y de maravilla, para cumplir

con los requisitos de la norma chilena de biocombustibles.

19

Existen tres formas básicas de producir biodiesel:

Transesterificación con catalizador básico de un aceite con metanol.

Esterificación con catalizador ácido de un aceite con metanol.

Conversión del aceite en ácidos grasos, y luego en metil ésteres por

catálisis ácida.

Aunque la transesterificación es la reacción más utilizada al nivel mundial, los

otros procesos se proponen para tratar aceites que contienen mayor porcentaje

de ácidos grasos.

La mayoría de los procesos para fabricar biodiesel utiliza un catalizador para

iniciar la reacción. Su uso es necesario porque el alcohol es escasamente

soluble en la fase aceitosa. El catalizador crea un aumento de la solubilidad

para permitir que la reacción se desarrolle a velocidad razonable. Los

catalizadores más utilizados son bases minerales fuertes tal como hidróxido de

sodio o de potasio. Después de la reacción, estos catalizadores básicos deben

neutralizarse con ácidos minerales fuertes.

El proceso de producción del biodiesel: la transesterificación, incluyendo los

pasos necesarios de pre tratamiento del aceite para asegurar su calidad

adecuada, así como los de postratamiento del biodiesel para purificarlo de

manera que cumpla con sus especificaciones técnicas. También se hace

mención a los subproductos del proceso, especialmente la glicerina.

Finalmente, se describen brevemente algunas tecnologías más avanzadas de

transesterificación y producción de biocombustibles líquidos.

20

En general, plantas de menor capacidad y diferente calidad en la alimentación

suelen utilizar procesos Batch o discontinuos. Los procesos continuos, sin

embargo, son más idóneos para plantas de mayor capacidad que justifique el

mayor número de personal y requieren una alimentación más uniforme.

2.5.1 Proceso Discontinuo

Es el método más simple para la producción de biodiesel donde se han

reportado ratios 4:1 (alcohol: triglicérido). Se trata de reactores con

agitación, donde el reactor puede estar sellado o equipado con un

condensador de reflujo. Las condiciones operación más habituales son a

temperaturas de 65ºC, aunque rangos de temperaturas desde 25ºC a

85ºC también han sido publicadas.

El catalizador más común es el NaOH, aunque también se utiliza el

KOH, en rangos del 0,3% al 1,5% (dependiendo que el catalizador

utilizado sea KOH o NaOH). Es necesaria una agitación rápida para una

correcta mezcla en el reactor del aceite, el catalizador y el alcohol. Hacia

el fin de la reacción, la agitación debe ser menor para permitir al glicerol

separarse de la fase ester. Se han publicado en la bibliografía resultados

entre el 85% y el 94%. En la transesterificación, tal y como se comentó

anteriormente, cuando se utilizan catalizadores ácidos se requiere

temperaturas elevadas y tiempos largos de reacción.

Algunas plantas en operación utilizan reacciones en dos etapas, con la

eliminación del glicerol entre ellas, para aumentar el rendimiento final

hasta porcentajes superiores al 95%. Temperaturas mayores y ratios

21

superiores de alcohol : aceite pueden asimismo aumentar el

rendimiento de la reacción. El tiempo de reacción suele ser entre 20

minutos y una hora.

En la Figura 2.3 se reproduce un diagrama de bloques de un proceso de

transesterificación en discontinuo.

Figura 2.3. Proceso de Transesterificación, Proceso Discontinuo.

2.5.2 Proceso Continuo

Una variación del proceso discontinuo es la utilización de reactores

continuos del tipo tanque agitado, los llamados CSTR del inglés,

Continuous Stirred Tank Reactor. Este tipo de reactores puede ser

22

variado en volumen para permitir mayores tiempos de residencia y lograr

aumentar los resultados de la reacción. Así, tras la decantación de

glicerol en el decantador la reacción en un segundo CSTR es mucho

más rápida, con un porcentaje del 98% de producto de reacción.

Un elemento esencial en el diseño de los reactores CSTR es asegurarse

que la mezcla se realiza convenientemente para que la composición en

el reactor sea prácticamente constante. Esto tiene el efecto de aumentar

la dispersión del glicerol en la fase éster. El resultado es que el tiempo

requerido para la separación de fases se incrementa.

Existen diversos procesos que utilizan la mezcla intensa para favorecer

la reacción de esterificación. El reactor que se utiliza en este caso es de

tipo tubular. La mezcla de reacción se mueve longitudinalmente por este

tipo de reactores, con poca mezcla en la dirección axial. Este tipo de

reactor de flujo pistón, Plug Flow Reactor (PFR), se comporta como si

fueran pequeños reactores CSTR en serie.

El resultado es un sistema en continuo que requiere tiempos de

residencia menores (del orden de 6 a 10 minutos) – con el consiguiente

ahorro, al ser los reactores menores para la realización de la reacción.

Este tipo de reactor puede operar a elevada temperatura y presión para

aumentar el porcentaje de conversión.

En la Figura 2.4 se presenta un diagrama de bloques de un proceso de

transesterificación mediante reactores de flujo pistón. En este proceso,

se introducen los triglicéridos con el alcohol y el catalizador y se somete

23

a diferentes operaciones (se utilizan dos reactores) para dar lugar al

éster y la glicerina.

Figura 2.4. Proceso de Transesterificación, Proceso Continuo.

Dentro de la catálisis heterogénea los catalizadores básicos se

desactivan fácilmente por la presencia de ácidos grasos libres (FFA) y

de agua que favorece la formación de los mismos. Para tratar

alimentaciones con cierto grado de acidez, se prefiere la esterificación

de los ácidos grasos libres con superácidos [Granados, 2005] que a su

vez presenten una elevada velocidad de reacción de transesterificación

si bien se necesitan dos reactores con una fase intermedia de

eliminación de agua. De este modo, alimentaciones con hasta un 30%

en FFA se pueden esterificar con metanol, reduciendo la presencia de

FFA por debajo del 1%. Esta etapa previa de esterificación se puede

24

llevar a cabo con alcoholes superiores o glicerina que resulta atractiva

en la producción de biodiesel puesto que es un subproducto del proceso.

2.5.3 Transesterificación

La transesterificación alcalina es el proceso más simple y más utilizado

para fabricar biodiesel. Sin embargo, requiere de un aceite con bajo

contenido de ácidos grasos libres, agua y otras impurezas, o de

procesos adicionales de pre tratamiento de la materia prima para

asegurar esta calidad. Además, requiere de pasos posteriores de

postratamiento del biodiesel para reducir su contenido de impurezas

procedentes del proceso, principalmente restos de catalizador, y de

postratamiento de la glicerina para purificarla parcialmente e incrementar

su valor de mercado. Es por esto que otros procesos han sido

desarrollados para aceites menos puros, para mejorar el rendimiento de

la transesterificación, o para intentar acelerarla, pero sin embargo su uso

aún no está generalizado.

Volviendo a la reacción química de la transesterificación, hemos visto

que químicamente ésta equivale a:

Sin embargo, en la práctica se necesita más de 3 alcoholes por cada

triglicérido para que la reacción ocurra completamente. Si no se usa este

25

exceso de alcohol, el producto obtenido no será biodiesel puro:

consistirá en una mezcla de biodiesel, triglicéridos sin reaccionar, y

productos intermedios como los monoglicéridos y diglicéridos. Estas

impurezas pueden afectar las características del combustible, de manera

que no cumpla con las normas técnicas de calidad, además de tener

efectos indeseados como producir depósitos carbonosos en el motor,

taponeo de los filtros, combustión incompleta, etc.

Igualmente, para que la reacción se lleve a cabo, también hemos visto

que se necesita la presencia de un catalizador y de ciertas condiciones

de reacción (tiempo, temperatura, agitación). Asimismo, hemos visto que

la calidad del aceite es uno de los condicionantes más importantes para

que la transesterificación se lleve a cabo adecuadamente y que debe

asegurarse con un análisis químico previo y, si es necesario, con un pre

tratamiento adecuado.

Los siguientes pasos de la transesterificación alcalina, tal como se

aprecian en la Figura 2.5, son:

La primera operación consiste en disolver el catalizador sólido

(hidróxido de sodio o potasio – NaOH o KOH) en el alcohol (metanol

o etanol). La cantidad de catalizador a utilizar depende de la acidez

del aceite, pero suele variar entre un 0,5 y 1% (Srivastava y Prasad,

2000). Se necesita aproximadamente media hora de agitación

constante para lograr una disolución completa. Si se trabaja con un

catalizador líquido (metilato de sodio) no se requiere este paso.

26

Luego se realiza la transesterificación propiamente dicha. Para ello,

se necesita un reactor cerrado herméticamente, con agitación

constante y calor. En plantas de producción pequeñas este proceso

se realiza por lotes, pero en plantas de gran escala se realiza en

reactores de flujo continuo. En este reactor se mezclan el aceite y el

metanol con el catalizador disuelto y se agita durante una hora. Para

que la reacción sea completa se requiere un tiempo de reacción de

1 hora a 60°C de temperatura o de 4 horas a 32°C de temperatura

(Freedman et al., 1984).

La transesterificación resulta en la separación de dos fases: una

fase más viscosa y densa, que consiste en una mezcla de glicerol,

jabones, catalizador, metanol y agua (denominada glicerol crudo en

la Figura 2.5), y una fase más liviana, que consiste en los metil-

ésteres (el biodiésel), también con metanol, una menor proporción

de catalizador y jabones, y mono- y diglicéridos (en caso que la

reacción no haya sido completa). Se requiere de un tanque

decantador donde ambas fases se puedan separar por gravedad, o

de una centrífuga para separarlas más rápidamente. Asimismo, se

puede añadir agua luego de la transesterificación para mejorar la

separación del glicerol. A partir de este punto, se separan dos líneas

de proceso: una para purificar los metil-ésteres, y otra para purificar

y recuperar el glicerol.

27

Figu

ra 2

.5. P

roce

so d

e Pr

oduc

ción

de

biod

iese

l por

Tra

nses

terif

icac

ión

alca

lina.

28

2.6 Biodiesel en el Perú

Las materias primas – aceites y grasa vegetales y animales – disponibles para

producir biodiesel en el Perú son variadas: aceites vegetales, grasa animales

(sebo), aceite de pescado, aceites y mantecas comestibles usadas. Sin

embargo, su cantidad no es suficiente para satisfacer una posible demanda a

gran escala de biodiesel. En la Tabla 2.3 se puede observar un resumen de la

producción nacional de cultivos oleaginosos, y en la Tabla 2.4 las importancias

de aceites vegetales realizadas en los años 2004 y 2005. En la Tabla 2.5 se

puede apreciar que el Perú es un importador neto de aceites vegetales, con

casi un 60% de la demanda total nacional de aceite vegetal proveniente de

importaciones en el 2002.

Tabla 2.3. Producción de vegetales oleaginosos en Perú (años 2003-2004).

29

Tabla 2.4. Importación de aceites comestibles al Perú (años 2004-2005).

Tabla 2.5. Balance de oferta y demanda de cultivos oleaginosos en el Perú

(años 2001-2009).

30

Las perspectivas en el Perú, no es posible dar una respuesta general y de

aplicación a todo el territorio sobre la conveniencia, o no, de impulsar la

producción de biocombustibles en el Perú.

Si nos referimos a cultivos, queda primero por resolver y/o cubrir los altos

porcentajes de aceite que actualmente se importan para consumo humano.

Incluso si se analiza únicamente desde un punto de vista económico de aceite

para consumo humano o para producción de biodiesel varíe, dependiendo de

las zonas y de la época del año.

Los programas regionales y/o los de la cooperación internacional sobre la

promoción de cultivos para la producción biocombustibles deberán evaluar si el

destino de esta producción es para la producción y uso local, o si se destinará

para el envío del aceite como tal a otras regiones con mercados potenciales

mayores. Dos detalles que suelen pasarse por alto son: la necesidad de

insumos, como metanol o etanol anhídro, si se desea producir biodiesel

localmente; y que usualmente, los mercados potenciales más importantes para

el consumo de biodiesel no se encuentran necesariamente adyacentes a las

principales zonas de producción.

En lo referente a los porcentajes de mezcla, porcentajes obligatorios como los

aprobados en el Reglamento para la Comercialización de Biocombustibles (2%

desde el 2009 y 5% desde el 2011) tendrán como principal efecto una gran

demanda por aceite, y por ende de cultivos oleaginosos, que podría impulsar un

crecimiento importante en el sector agrícola. Será necesario entonces, que el

PROBIOCOM enfatice el establecimiento de subprogramas de investigación y

promoción de fuentes oleaginosas que permitan abastecer los volúmenes de

31

aceite que serán requeridos. Para referirnos a ventajas medioambientales y

mejora de la calidad de las emisiones, éstas se darán básicamente en aquellos

casos que se utilicen biodiesel puro (Biodiesel B100) o incluso hasta en

mezclas de Diesel B20 (20% de biodiesel y 80% de diesel).

2.7 Biodiesel en el Mundo

Según el F.O. Lich’s World Ethanol & Biofuels Report, la producción de

biodiesel en el mundo en el 2005 habría superado los 3 mil 500 millones de

litros, siendo Alemania el principal productor con 1920 millones de litros,

seguido de Francia (511 millones), estados Unidos (290 millones), Italia (227

millones) y Austria (83 millones).

La producción de biodiesel ha tenido un crecimiento espectacular en los últimos

años (Figura 2.6). Entre el 2000 y el 2005, ésta se ha cuadruplicado, mientras

que la producción de bioetanol sólo creció al doble y la de petróleo sólo creció

un 7%. Sin embargo, aún se está lejos de los niveles de producción mundial de

biodiesel, que ya superó los 35 mil millones de litros por año.

Figura 2.6. Producción Mundial de Biodiesel (1991 a 2005)

32

Tabla 2.6. Principales productores de biodiesel en el mundo.

33

CAPITULO III

DISEÑO MECANICO DEL RECIPIENTE

3.1 Definiciones

a) Recipiente a Presión: Se considera como un recipiente a presión

cualquier vasija cerrada que sea capaz de almacenar un fluido a presión

atmosférica, ya sea presión interna o vació, independiente de su forma y

dimensiones.

b) Reactor Químico (Tanque Reactor): Este es quizá el tipo de reactor de

empleo más común en la industria química. En la mayoría de los casos, está

equipado con algún medio de agitación, así como elementos para la

transferencia de calor.

c) Diseño del cuerpo cilíndrico: Se utilizará el código ASME Sección VIII

División 1, el cual se hallarán el espesor de acuerdo a la Parte de la Norma UG-

27.

d) Cabezal Toriesférico (Tipo Klopper): Se utilizará el código ASME

Sección VIII División 1, el cual se hallarán el espesor de acuerdo a la Parte de

34

la Norma UG-32. Se diseñará el cabezal y el fondo de acuerdo a la presión de

trabajo u operación.

e) Volumen Útil (VO): Llamado también volumen de Operación, es el

mínimo volumen necesario para realizar l mezcla en el recipiente.

f) Volumen Real (VD): Llamado también volumen de Diseño, es el que

consideramos en exceso teniendo en cuenta las posibles variaciones de caudal

suministrado al Reactor, debido al momento de carga y descarga del fluido.

g) Presión de Operación (PO): Es identificada como la presión de trabajo y

es la presión manométrica a la cual estará sometido un equipo en condiciones

de operación normal.

h) Presión de Diseño (PD): Es el valor que debe utilizarse en las

ecuaciones para el cálculo de las partes constitutivas de los recipientes

sometidos a presión.

La Presión de Diseño se hallará de la siguiente forma, de acuerdo al

Autor de “Diseño y Cálculo de Recipientes a Presión, Ing. Juan Manuel

León Estrada”:

35

3.2 Consideraciones del Diseño

El Recipiente a Presión se va a diseñar es un recipiente a presión de tres

metros cúbicos (3 m3), de capacidad nominal. En el cual se realizará el proceso

de Transesterificación. La forma del recipiente tendrá un cuerpo cilíndrico, un

cabezal tipo Toriesférico y un fondo tipo Toriesférico.

Se ha elegido el cuerpo vertical tipo cilíndrica porque su simetría facilita una

buena distribución de tensiones y nos permite un cálculo sencillo de las

mismas, además de proporcionarnos una mayor polivalencia y sencillez de

construcción.

En el diseño de reactores se busca qué tamaño y tipo de reactor, así como qué

método de operación, también el tipo de reacción, la necesidad de un

catalizador, el volumen de diseño, la presión de diseño, así como el tipo de

transferencia de calor, por enchaquetado o por serpentines tubulares

sumergidos en el líquido.

3.2.1 Parámetros de Diseño

A continuación se describirá los Parámetros de Diseño:

PO = Presión de Operación (Kg/cm2)

36

TO = Temperatura de Operación (ºC)

VO = Volumen Operación (m3)

PD = Presión de Diseño (Kg/cm2)

TD = Temperatura de Diseño (ºC)

VD = Volumen de Diseño (m3)

C = Sobreespesor de corrosión (pulg. – mm)

E = Eficiencia de la Soldadura

PH = Presión hidrostática (Kg/cm2)

Presión atmosférica = 1,03 Kg/cm2

ρaceite = Densidad del aceite reciclado = 930 Kg/m3

ρbiodiesel = Densidad del biodiesel = 880 Kg/m3

ρagua = Densidad del agua = 1000 Kg/m3

ρmetanol = 720 Kg/m3

Pe = Peso específico del agua = 1

Estos parámetros sirven para diseñar el tanque reactor.

37

3.2.2 Selección del Material

La elección del material a utilizar en base a los siguientes factores:

La temperatura de diseño.

La presión de diseño.

Las características corrosivas del fluido contenido en el recipiente.

Los costos.

La disponibilidad en el mercado de medidas estándares.

Los materiales para la construcción de los Reactores para el proceso de

biodiesel y debido a que disponemos de elementos corrosivos, se ha

decidido utilizar Acero Inoxidable, puesto que, aunque su coste es muy

superior a los aceros al carbono, es más económico al compensarse con

el grosor de corrosión necesario si se utilizar acero al carbono.

El material a utilizar es Acero inoxidable 304, comúnmente llamado el

acero inoxidable “todo propósito”, tiene propiedades adecuadas para

gran cantidad de aplicaciones. Se recomienda para construcciones

ligeras soldadas en las que el recocido no es práctico o posible, pero

que requieren buena resistencia a la corrosión. Otras propiedades del

tipo 304 son su servicio satisfactorio a altas temperaturas (800º a 900ºC)

y buenas propiedades mecánicas.

El tipo 304 contiene bajo carbono con lo que se evita la precipitación de

carburos durante periodos prolongados de alta temperatura; tiene un

contenido de carbono de 0.08% máximo por lo que se le considera un

38

material satisfactorio apara la mayoría de las aplicaciones con

soldadura.

El material a utilizar en el diseño del Tanque Reactor tiene la siguiente

especificación: SA – 240 – 304.

Con estas características y de acuerdo a la norma ASME SECCION II

PARTE D, el material que elegimos tiene las siguientes características:

Tabla 3.1. Composición Nominal del Material de construcción

3.2.3 Margen por Corrosión

En todo equipo se debe determinar un sobreespesor de corrosión para

compensar la corrosión, erosión o abrasión mecánica que van sufriendo

los equipos. La vida deseada de un recipiente es una cuestión de

economía y así mismo aumentando convenientemente el espesor del

material respecto al determinado por las fórmulas de diseño, o utilizando

algún método adecuado de protección.

Composición nominal

EspecificacionesTipo / Grado

Esfuerzo de Tracción

(Kg/mm2)

Esfuerzo de Fluencia

(Kg/mm2)

Máximo Esfuerzo Admisible de

Tensión (Kg/mm2)18 Cr - 8 Ni SA - 240 304 52.73 21.09 11.74

39

Este valor es habitualmente igual al máximo espesor corroído previsto

durante diez años, y en la práctica oscila entre 1 a 6 mm

incrementándose a los espesores obtenidos para resistir las cargas a las

que se encuentran sometidos los recipientes.

Se ha decidido utilizar un margen de corrosión de 1/8” para compensar

las posibles cargas a las que se pueda encontrar el recipiente debido a

la corrosión que origine el producto.

Por lo tanto:

C = 3 mm

3.2.4 Eficiencia de la Soldadura

La unión entre los elementos para la fabricación del reactor se realiza

por medio de la soldadura, por esta razón, junto con la posibilidad de

producirse defectos en la realización de la soldadura y el calentamiento

y rápido enfriamiento al que se está sometida la zona más próxima a la

soldadura, se tiende a considerar la zona de soldadura como debilitada.

Las categorías de las juntas se muestran en la Figura 3.1.

Teniendo en cuenta esto, en el cálculo de los recipientes se introduce

una reducción de la tensión máxima admisible multiplicando a esta por

un coeficiente denominado Eficiencia de Junta (E).

40

Figura 3.1. Categoría de Juntas Soldadas.

De acuerdo a la norma ASME SECCION VIII División 1 (UW-12) el valor

de la Eficiencia es:

E = 0,85 (Cuando los requerimientos de radiografiado “spot” no son

cumplidos o cuando las juntas categoría A o B que conectan sin costura

son tipo 3, 4, 5 ó 6).

E = 1,00 (Cuando las juntas B y C cumplen los requerimientos de

radiografiado “spot”).

Los valores de “E” se muestran en el Anexo 7.

E Descripción

0,85 Cuerpo cilíndrico

1,00 Cabezal Toriesférico

1,00 Fondo Toriesférico

41

3.2.5 Condición de operación del Recipiente

A continuación detallaremos las presiones de diseño y volumen de

diseño.

El valor de Volumen de Diseño es:

VD = 3 m3

El valor de Volumen de Operación se tomará el 75% del volumen total

del reactor, por lo tanto este valor es:

VO = 0.75 x VD = 0.75 x 3.0 = 2.25 m3

VO = 2,25 m3

La Presión de Operación para el procesamiento de biodiesel en el

Reactor es de 14,7 Lb (Presión Atmosférica = 1,03 Kg/cm2).

Para ello utilizaremos:

La presión interna de diseño variará de acuerdo con la altura de la

columna del producto. Para calcular el espesor del cuerpo, debemos

considerar que la presión será diferente a diferentes alturas.

Para hallar PH debemos tener en cuenta que las presiones hidrostáticas

generadas por las diferentes alturas de las columnas del producto,

42

debemos considerar que una columna de agua de un pie de altura

produce una presión de 0,0305 Kg/cm2.

Con lo dicho anteriormente tenemos que:

Como la densidad del aceite y del biodiesel son menores que el del

agua, y el peso específico del agua es menor que el peso específico del

producto, se tomará como valor:

Pe = 1

Luego:

Para H1 = 50 cm; PH1 = 0,050 Kg/cm2

Para H2 = 100 cm; PH2 = 0,100 Kg/cm2

Para H3 = 150 cm; PH3 = 0,150 Kg/cm2

Para H4 = 200 cm; PH4 = 0,200 Kg/cm2

Para H5 = 250 cm; PH5 = 0,250 Kg/cm2

Para H6 = 288 cm; PH6 = 0,288 Kg/cm2

43

Tomaremos el valor de PH6 = 0,300 Kg/cm2 para el valor de PH.

Por lo tanto tenemos que (Unidades del SI):

Los valores de Diseño de Presión, Temperatura y Volumen se observan

en la Tabla 3.2.

Tabla 3.2. Valor de Operación y Valor de Diseño.

Descripción Presión

(Kg/cm2)

Temperatura

(ºC)

Volumen

(m3)

Valor de Operación 3,43 65 - 85 2,25

Valor de Diseño 4,00 95 3,00

44

Para la realización de los cálculos de las dimensiones del reactor

químico tomaremos la Presión de diseño de 4 Kg/cm2, el cual también es

equivalente a 57 Lb/pulg2.

El valor del volumen de diseño será de 3 m3, para facilitar los cálculos,

este valor es equivalente a 106 pies3, estos valores servirán para

calcular el tamaño óptimo del recipiente, el cual se detallará en el ítem

siguiente, se utilizarán los valores en el sistema inglés debido a la

utilización de la Figura 3.2 del “Manual de Recipientes a Presión, del

autor Eugene Megysey”.

3.3 Cálculo del tamaño óptimo del Tanque

Una vez seleccionado el material de construcción, el margen por corrosión, la

presión de diseño y la temperatura de diseño, podemos abordar el diseño

mecánico del Reactor.

La geometría que adoptaremos para el reactor será aquella que minimice el

problema de zonas no agitadas (zonas muertas), por lo que instalaremos

fondos toriesféricos, lo cual facilitaremos la agitación del reactor.

La relación óptima de la longitud del diámetro puede hallarse mediante el

procedimiento siguiente:

45

P = Presión de diseño (Lb/pulg2).

C = Margen de corrosión (pulg).

S = Valor de esfuerzo del material (Lb/pulg2). (Anexo 5)

E = Eficiencia de la junta.

Di = Diámetro interior (m)

LC = Altura del cuerpo cilíndrico (m)

De acuerdo a los parámetros de operación tenemos que:

Tabla 3.3. Parámetros de Diseño

Descripción Parámetros de Diseño

P 57 Lb/pulg2

C 0,125 pulg

S 16 700 Lb/pulg2

E 0,85

V 106 pies3

Para hallar las dimensiones del tanque se utilizarán medidas en sistema inglesa

(Tabla 3.3).

46

Resolviendo la ecuación:

Tenemos que:

F = 0,032

Ahora con el Factor “F” hallado y el volumen del recipiente “V” en pies3

utilizamos la Figura 2 y encontramos el diámetro interior (Di) del recipiente.

Di = 4 pies

Di = 1 219,20 mm

Por lo que tomaremos como medida:

Di = 1,20 m

47

Figura 3.2. Selección del Diámetro del Recipiente.

48

3.4 Cálculo del Volumen de los cabezales Toriesférico

Con el diámetro interior calculado, el volumen de los fondos se realizar con la

siguiente fórmula:

Vf = Volumen del fondo toriesférico (m3)

Como son un fondo y un cabezal toriesférico entonces tenemos que:

3.5 Cálculo de la Altura Total Interior del Tanque

Para ello hallaremos por separado la longitud del cuerpo cilíndrico y de los

cabezales toriesféricos.

3.5.1 Cálculo de la Altura del Cuerpo Cilíndrico del Tanque

Una vez hallado el volumen de los cabezales podemos hallar el volumen

del cuerpo cilíndrico:

Volumen del cuerpo cilíndrico = Volumen Total – Volumen de cabezales

49

Volumen del cuerpo cilíndrico = 2,65 m3

Luego calculamos la Longitud del cuerpo cilíndrico con la siguiente

fórmula:

Resolviendo la fórmula tenemos:

LC = 2,34 m

Por lo tanto tomaremos como dimensión:

LC = 2 400 mm

50

3.5.2 Cálculo de la Altura del cabezal toriesférico del Recipiente

Para realizar el cálculo de la altura para los cabezales Toriesféricos o

Tipo Klopper tenemos la Figura 2.3, que nos muestra las fórmulas a

usar:

Figura 3.3. Fondo Toriesférico.

Para hallar la altura de los cabezales toriesféricos (Parte interna) se

tiene que:

Tenemos que:

h = 3,50 * e = 3,50 x 6 = 21 mm

51

Entonces reemplazando valores tenemos:

Para el cálculo del fondo toriesférico de espesor de 8 mm, como se verá

en los siguientes ítems tenemos que su altura es de HFT = 260

3.5.3 Cálculo de la Altura Total

El cálculo de la altura total se realiza con la siguiente fórmula:

Entonces reemplazando valores tenemos:

52

3.6 Cálculo del espesor del cuerpo cilíndrico interior

Para calcular el espesor del cuerpo cilíndrico vamos a recurrir a la bibliografía

de la norma ASME VIII División 1 en la Parte UG – 27 para la Presión interna y

UG – 28 para la Presión Externa.

3.6.1 Cálculo del espesor del cilindro interior por Presión Interna

Para cuerpos cilíndricos sometidos a presión, el cálculo del espesor

requerido se realiza mediante la fórmula de UG – 27 del ASME VIII

basadas en el Esfuerzo Circunferencial (Junta Longitudinal), la fórmula

es la siguiente:

Los datos para desarrollar la fórmula del cálculo del espesor del cilindro

por presión interna son los siguientes:

P = 4 kg/cm2 (Este valor es equivalente a los 57 PSI)

R = 60 cm

S = 1 174,13 Kg/cm2

E = 0,85

tC = Espesor del cuerpo del cilindro (mm)

C = 3 mm

53


Con el margen de corrosión tendremos:

Por lo tanto de acuerdo a medidas estándares de espesores tomaremos:

3.6.2 Cálculo del espesor del cilindro interior por Presión Externa

Este recipiente que se ha diseñado y construido de acuerdo a los

requisitos del Código ASME VIII para presión interna y que llevarán la

54

placa con el símbolo de la norma para indicar que cumplen con las

reglas para presión externa.

Debido a que el recipiente se encontrará enchaquetado a una

temperatura de 95º C y la presión que ejercerán es de 0,86 kg/cm2, de

acuerdo a las tablas de Vapor Saturado.

Como la presión atmosférica es de 14,70 Lb/pug2 (Pa = 14,7 Psi = 1.03

kg/cm2) para el desarrollo y cálculo del cabezal toriesférico.

Por lo tanto tomaremos para los cálculos una presión máxima de 14,70

Lb/pug2 (Pa = 14,70 Psi = 1.03 kg/cm2).

Utilizaremos la fórmula para la Máxima Presión Externa Admisible:

Para hallar el valor de "B" se deberá determinarse por el procedimiento

siguiente:

a) Asumir un valor para "t" :

t = 6 mm

Además tenemos los siguientes datos:

LC = 2 400 mm

D0 = 1 200 mm

55

b) Calcular las relaciones L/D0 y D0/t :

c) De acuerdo a los Anexos 9 y 10 tenemos que:

A = 0.000225

B = 3 000 Lb/pulg2 = 210,92 kg/cm2

d) Calcular el valor de Pa :

De acuerdo a los datos anteriores tenemos que:

Pa = 1,41 kg/cm2

Entonces este valor es mayor que la presión externa de diseño y el

espesor calculado es el adecuado.

56

3.7 Cálculo del espesor de los Cabezales Toriesféricos del Recipiente

Para calcular el espesor de los cabezales toriesféricos vamos a recurrir a la

bibliografía de la norma ASME VIII División 1 en la Parte UG – 32 para la

Presión interna y UG – 28 para la Presión Externa.

Figura 3.4. Forma del cabezal y fondo toriesférico.

3.7.1 Cálculo por Presión Interna del Cabezal Toriesférico

Para el cálculo del espesor por la Presión Interna del cabezal

Toriesférico se debe utilizar la siguiente fórmula:

D

r

t

L

Cabezal Toriesférico

57

Datos:

P = 4 kg/cm2

L = Di = 120 cm

S = 1 174,13 Kg/cm2

E = 1

t = Espesor del cabezal (mm)

r = 6% L = 7,20 cm

L/r = 16,67

M = 1,77 (Anexo 12)

Reemplazando los valores tenemos que:

Aumentando el Margen de corrosión y debido a que se encuentra en la

parte superior y no ejerce todo la presión, por lo tanto el espesor que

usaremos será:

58

3.7.2 Cálculo por Presión Interna del Fondo Toriesférico

Para el cálculo del espesor por la Presión Interna del Fondo Toriesférico

se debe utilizar la siguiente fórmula:

Datos:

P = 4 kg/cm2

L = Di = 120 cm

S = 1 174,13 Kg/cm2

E = 1


r = 6% L = 7,20 cm

L/r = 16,67

M = 1,77 (Anexo 12)


59

Aumentando el Margen de corrosión tenemos:

Entonces el espesor que usaremos para los cabezales toriesféricos

será:

3.7.3 Cálculo por Presión Externa del Cabezal Toriesférico

Para el cálculo del espesor por Presión Externa del Cabezal Toriesférico





Lb/pug2 (Pa = 14,70 Psi = 1,03 kg/cm2).

60

Datos:

P = 1,03 Kg/cm2

L = 120 cm

S = 1 174,13 Kg/cm2

E = 1

r = 6% L = 7,20 cm

L/r = 16,67

M = 1,77 (Anexo 12)

Primero debemos hallar la P’:

P’ = 1,67 x P

P’ = 1,72 Kg/cm2


Aumentando el Margen de corrosión tenemos que:

61


será:

Para determinar que el procedimiento es el adecuado y el espesor es el

adecuado, entonces tenemos que asumir:

t = 6 mm

R0 = Radio exterior (mm)

R0 = Diámetro exterior / 2 = (1 200 + 6 x 2) / 2 = 606 mm

Entonces calculamos “A” con la siguiente fórmula:

Reemplazando los valores:

Resolviendo tenemos que:

A = 0.00124

62

Del Anexo 10 interpolando tenemos que:

B = 9 000

Luego calculamos el valor de Pa con la siguiente fórmula:

Pa = 89,11 Lb/pulg2

Pa = 6,27 Kg/cm2

Entonces el espesor calculado es el adecuado debido a que:

6,27Kg/cm2 > 1,03 Kg/cm2.

63

3.7.4 Cálculo por Presión Externa del Fondo Toriesférico

Para el cálculo del espesor por Presión Externa del Fondo Toriesférico








Lb/pug2 (Pa = 14,70 Psi = 1,03 kg/cm2).

Datos:

P = 1,03 Kg/cm2

L = 120 cm

S = 1 174,13 Kg/cm2

E = 1

r = 6% L = 7,20 cm

L/r = 16,67

M = 1,77 (Anexo 12)

64


P’ = 1,67 x P

P’ = 1,72 Kg/cm2




será:

65


adecuado, entonces tenemos que asumir el espesor que se cálculo por

presión interna:

t = 8 mm


R0 = Diámetro exterior / 2 = (1200 + 6 x 2) / 2 = 606 mm




A = 0,00165


B = 10 000

66


Pa = 132,01 Lb/pulg2

Pa = 9,28 Kg/cm2


9,28 Kg/cm2 > 1,03 Kg/cm2.

3.8 Cálculo del espesor del Cilindro y Cabezales Toriesféricos del

enchaquetado

Para el cálculo del espesor de los cabezales toriesféricos, se utilizarán como

material Acero al Carbono SA-36.

El enchaquetado se fabricará la parte cilíndrica y el fondo toriesférico. Por

consiguiente se analizará el espesor de dichas partes.

67

3.8.1 Cálculo del espesor del cilindro del enchaquetado por Presión

Interna

Para cuerpos cilíndricos sometidos a presión, el cálculo del espesor

requerido se realiza mediante la fórmula de UG – 27 del ASME VIII:




Datos:

P = 0,86 kg/cm2 (Presión interna del enchaquetado)

Re = 65,6 cm (Radio interior del enchaquetado)

S = 1 167,10 Kg/cm2 (Anexo 6)

E = 0,85

tce = Espesor del cuerpo del cilindro (mm)

C = 3 mm


68

Con el margen de corrosión tendremos:

Por lo tanto de acuerdo a medidas estándares de espesores tomaremos:

3.8.2 Cálculo del espesor del cilindro del enchaquetado por Presión

Externa



Utilizaremos la fórmula para la Máxima Presión Externa Admisible:

Para hallar el valor de "B" se deberá determinarse por el procedimiento

siguiente:

a) Asumir un valor para "t" :

t = 6 mm

69

Además tenemos los siguientes datos:

LC = 2 400 mm

D0 = 1 312 mm

b) Calcular las relaciones L/D0 y D0/t :

c) De acuerdo a los Anexos 9 y 11 tenemos que:

A = 0.00023

B = 3 000 Lb/pulg2 = 210,92 kg/cm2

d) Calcular el valor de Pa :

De acuerdo a los datos anteriores tenemos que:

Pa = 1,28 kg/cm2

70

Entonces este valor es mayor que la presión externa de diseño y el

espesor calculado es el adecuado.

3.8.3 Cálculo por Presión Interna del Fondo Toriesférico del

enchaquetado

Para el cálculo del espesor por la Presión Interna del Fondo Toriesférico





Datos:

P = 0,86 kg/cm2 (Presión interna del enchaquetado)

S = 1 167,10 Kg/cm2 (Anexo 6)

L = Di = 131,2 cm

E = 1


r = 6% L = 7,87 cm

L/r = 16,67

M = 1,77 (Anexo 12)

71


Aumentando el Margen de corrosión tenemos:


será:

3.8.4 Cálculo por Presión Externa del Fondo Toriesférico del

enchaquetado

Para el cálculo del espesor por Presión Externa del Fondo Toriesférico


72




Lb/pug2 (Pa = 14,70 Psi = 1.03 kg/cm2).

Datos:

P = 1,03 Kg/cm2

L = 131,20 cm

S = 1 167,10 Kg/cm2

E = 1

r = 6% L = 7,87 cm

L/r = 16,67

M = 1,77 (Anexo 12)


P’ = 1,67 x P

P’ = 1,72 Kg/cm2


t = 1,71 mm

73



será:

t = 6 mm


adecuado, entonces tenemos que asumir el espesor que se cálculo por

presión interna:

t = 6 mm


R0 = Diámetro exterior / 2 = (1 312 + 6 x 2) / 2 = 662 mm



74


A = 0,00113


B = 11 000


Pa = 99,70 Lb/pulg2

Pa = 7 Kg/cm2


7 Kg/cm2 > 1,03 Kg/cm2.

75

3.9 Diseño y dimensionamiento de aberturas

3.9.1 Abertura para el sistema de agitación

Se realizará el cálculo de la abertura para el sistema de agitación de

acuerdo a la norma ASME SECCION VIII División 1.

Para el sistema de agitación se asumirá una abertura de 500 mm de

diámetro interior con un espesor de 6,35 mm (1/4”), esto es debido a que

la medida estándar para fabricar la entrada de hombre es de 500 mm.

Figura 3.5. Nomenclatura y fórmulas para reforzamiento de

aberturas

De acuerdo a la Figura 3.6 y el anexo 10, donde se muestran las

fórmulas a utilizar, para aberturas con refuerzo y sin refuerzo. Para el

caso de este diseño se utilizará refuerzo debido a las iteraciones que se

realizaron.

h1 =

h2 =

A43

A41 A42

76

Antes de realizar los cálculos se mencionarán los siguientes términos

utilizados en las fórmulas:

A = Área de refuerzo requerido en el plano bajo consideración. (m2)

A1 = Área disponible para refuerzo por exceso de espesor en la pared

del recipiente. (m2)

A2 = Área disponible para refuerzo por exceso de espesor en la pared

de la conexión. (m2)

A3 = Área disponible para refuerzo cuando la conexión penetra dentro

del recipiente. (m2)

A41, A42 y A43 = Área transversal de las diversas soldaduras

disponibles para refuerzo. (m2)

A5 = Área transversal del elemento agregad para refuerzo. (m2)

fr1 = Sn/Sv para conexiones insertadas a través de la pared del

recipiente.

fr2 = Sn/Sv

fr3 = El menor de (Sp ó Sn)/Sv

fr4 = Sp/Sv para conexiones insertadas a través de la pared del

recipiente.

Sn = Esfuerzo/Tensión admisible (S) para el material de la conexión.

(Kg/cm2)

77

Sv = Esfuerzo/Tensión admisible (S) para el material del recipiente.

(Kg/cm2)

Sp = Esfuerzo/Tensión admisible (S) para el material del elemento de

refuerzo. (Kg/cm2)

t = espesor especificado para la pared del recipiente (sin incluir

sobreespesores por formado ni corrosión). (mm)

tn = espesor especificado para el cuello de la conexión menos el

sobreespesor de corrosión y tolerancia de espesor en menos para el

caso de tubos. (mm)

te = espesor o altura del elemento de refuerzo. (mm)

t i = espesor de pared de la proyección interior de la conexión. (mm)

tr = espesor requerido para un cuerpo sin costura basado en refuerzos

circunferenciales o de un cabezal conformado, usando E =1. (mm)

trn = espesor requerido para una conexión sin costura. (mm)

Rn = Radio interno corroído de la conexión bajo consideración. (mm)

d = diámetro interior de una abertura circular terminada o dimensión de

una abertura no radial en el plano en consideración. (mm)

D y R = Diámetro y radios interiores del cuerpo (Corroídos). (mm)

Dp = Diámetro exterior del elemento agregado para refuerzo.

78

W = Carga total soportada por las soldaduras de fijación.

E = 1 (según definición para tr y trn)

E1 = 1 (cuando la abertura está sobre una plancha o junta categoría B o

igual a 0,85 cuando la abertura está ubicada en una junta ERW o

autógena)

F = Factor de compensación por variación de esfuerzos por presión

interior en diferentes planos respecto del eje del recipiente.

h = Altura de la proyección de la conexión en el interior del recipiente.

(mm)

Tenemos los siguientes datos del Tanque:

Material: SA-240-304

P = 4 Kg/cm2

C = 3,18 mm

Sv = 1 174,13 Kg/cm2

E = 1

D = 1 200 mm

R = 600 mm

t = 6 mm

Datos de la conexión para el sistema de agitación:

Material: SA-240-304 (Se realizará el rolado de plancha metálica para la

fabricación del tubo)

79

P = 4 Kg/cm2

C = 3 mm

Sn = 1 174,13 Kg/cm2

E = 1

d = 500 mm

Rn = 250 mm

tn = 6 mm

Otros datos:

F = 1 (De acuerdo al Anexo 14)

E1 = 1

fr1 = fr2 = Sn/Sv = 1

fr3 = fr4 = Sp/Sv = 1

te = 3,18 mm

Sp = 1 174,13 Kg/cm2

r = 6% L = 72 mm (Como L = D)

L/r = 16,67

M = 1,77 (Anexo 12)

Ahora se realizará los cálculos:

Hallando el espesor del cuerpo:

80

Hallando el espesor del cuello:

Verificar los límites de reforzamiento:

Escoger el mayor valor:

d = 500 mm

Rn + tn + t = 250 + 6 + 6= 262 mm

81

Escogemos el mayor valor:

d = 500 mm

Hallar el valor de h2, por lo que se escogerá el menor valor:

h2 = 2,5 x t = 2,5 x 6 = 15 mm

h2 = 2,5 x ti = 2,5 x 6 = 15 mm

Escogemos el menor valor:

h2 = 15 mm


h1 = 2,5 x t = 2,5 x 6 = 15 mm

h1 = 2,5tn + te = 2,5 x 6 + 6 = 21 mm


h1 = 15 mm

82

Calcular el Área de refuerzo requerido:

Calcular el Área de refuerzo disponible

Área disponible en el cuerpo:

A1 = Escoger el de Mayor Área.

ó

83

Entonces se elige el mayor valor:

Área disponible en el cuello:

A2 = Escoger la Menor Área.

ó

84

Entonces se escoge el menor valor:

Área disponible en el cuello insertado en el tanque:


ó

85

ó

Entonces se elige el menor valor:

Área disponible en soldadura:

Como los espesores de los materiales son de 6 mm; entonces se toma

el cateto o “leg” de 6 mm.

86

Sumando:

Luego:

(Falso)

Como el Área Requerida es MAYOR que el Área Disponible, entonces

tiene que colocar plancha de refuerzo, por lo que utilizaremos la

siguiente fórmula:

Para hallar “Dp”, utilizaremos la fórmula anterior igualando la fórmula

para obtener el mínimo valor del diámetro de refuerzo.

87

Hallando Área disponible en soldadura A42:



El área de refuerzo A5 tiene la siguiente fórmula:

Como tenemos que:

88

Entonces Dp tiene la siguiente fórmula:

Como los costados del diámetro del refuerzo son de 6 mm,

aproximadamente su medida es pequeña, entonces se redondeará este

valor a la siguiente medida:

Reemplazando “Dp” en fórmula de A5 tenemos que:

89

Área de conexión por:

Luego:

2 198,07 mm2 > 1810 mm2 (cumple)

3.9.2 Cálculo de la Resistencia de sujeción de la abertura para sistema

de agitación

Estos cálculos se realizarán para determinar cuánto de carga soporta la

fabricación de la boquilla para el sistema de agitación donde se instalará

el motorreductor y accesorios para el sistema de agitación.

Se utilizará las fórmulas que se muestran en la Figura 3.6.

90

Figura 3.6. Carga de soldadura en la boquilla y resistencia de

soldadura para ser considerado.

91

A continuación se detallan los cálculos:

a) Carga que debe soportar las soldaduras W

Para hallar la carga “W” utilizaremos la siguiente fórmula:

Necesitamos conocer los siguientes datos:

fr1 = fr2 = 1

Sv = 1 174,13 Kg/cm2 = 11,74 Kg/mm2

tr = 3,62 mm

tn = 6 mm

t = 6 mm

F = 1

A41 = A43 = 36 mm2

A42 = 36 mm2

Dext = 512 mm = 51,20 cm

Dm = 506 mm = 50,6 cm

Dp = 650 mm = 65 cm

Utilizando la formula anterior tenemos que:

92

b) Carga que deben soportar las soldadurasW1-1, W2-2, W3-3:

Para hallar la carga “W1-1” utilizaremos la siguiente fórmula:



93

c) Valores de esfuerzo de las soldaduras:

Soldadura de filete a corte = 0,49 x 1174,13 = 575,32 Kg/cm2

Soldadura de ranura a tensión = 0,74 x 1174,13 = 868,86

Kg/cm2

Soldadura de ranura a corte = 0,60 x 1174,13 = 704,48 Kg/cm2

Pared de boquilla a corte = 0,70 x 1174,13 = 821,89 Kg/cm2

d) Resistencia de los elementos de conexión:

Soldadura de filete a corte = x cateto de soldadura x

575,32

= x 0,6 x 575,32 = 27 762 Kg

Soldadura de ranura a tensión = x cateto de soldadura x

868,86

= x 0,6 x 868,86 = 41 927 Kg

Soldadura de filete (refuerzo) a corte

= x cateto de soldadura x 575,32

= x 0,6 x 575,32 = 35 245 Kg

94

Soldadura de ranura a tensión

= x cateto de soldadura x 868,86

= x 0,6 x 868,86 = 41 927 Kg

Pared de boquilla a corte = x tn x 821,89

= x 0,6 x 821,89 = 39 195 Kg

e) Posibles trayectorias de falla:

Por 1-1: 39195 + 35245 = 74440 Kg > W1-1 = 7 811 Kg

(OK)

Por 2-2: 27762+41927+41927 = 111616 Kg > W2-2 = 5 618 Kg

(OK)

Por 3-3: 35245 + 41927 = 77172 Kg > W3-3 = 11 192 Kg

(OK)

La resistencia de soldadura de las trayectorias tiene mayor resistencia

que la carga total requerida de 7 614 Kg.

La trayectoria 2-2 tiene mayor resistencia.

Por lo tanto cumple los cálculos.

95

3.9.3 Abertura para manhole

Cuando se requiere tener acceso al interior de un recipiente a presión,

ya sea para mantenimiento, carga o descarga de sólidos, etc., es

necesario instalar en él un registro de hombre, por lo cual es usual

instalar registros de 18 ó 20 pulgadas de diámetro.

Se realizará el cálculo de la abertura para el manhole, el cual servirá

para realizar los futuros mantenimientos, de acuerdo a la norma ASME

SECCION VIII División 1.

Diámetro interior del registro es: 500 mm, espesor de 6 mm.

Se necesitan los siguientes datos del Tanque:


P = 4 Kg/cm2

C = 3 mm

Sv = 1 174,13 Kg/cm2

E = 1

D = 1 200 mm

R = 600 mm

t = 6 mm

Rn = 250 mm

Datos de la conexión para el sistema de agitación:

Material: SA-240-304 (Se realizará el rolado de plancha metálica para la

fabricación del tubo)

P = 4 Kg/cm2

96

C = 3 mm

Sn = 1 174,13 Kg/cm2

E = 1

d = 500 mm

Rn = 250 mm

tn = 6 mm

Otros datos:


E1 = 1

fr1 = fr2 = Sn/Sv = 1

fr3 = fr4 = Sp/Sv = 1

te = 3 mm

Sp = 1 174,13 Kg/cm2

Ahora se realizará los cálculos:


97




d = 500 mm

Rn + tn + t = 250 + 6 + 6= 262 mm


d = 500 mm


h1 = 2,5 x t = 2,5 x 6 = 15 mm

98

h1 = 2,5tn + te = 2,5 x 6 + 0 = 15 mm

Se elige el menor valor:

h1 = 15 mm





99

ó




ó

100





Sumando:

101

Luego:

Luego:

2 334,74 mm2 > 1 025 mm2 (cumple)

3.10 Diseño de tuberías de carga, descarga y de venteo

3.10.1 Tubería de Carga

Para llenar la capacidad del tanque reactor se necesita dos tuberías de

carga, los cuales son para la mezcla de catalizador (NaOH) y metanol, y

el aceite reciclado.

Se asumirá una tubería de 1-1/2” sch40 de Acero Inoxidable, a

continuación se realizará los cálculos necesarios para comprobar la

resistencia de la presión de la tubería, se utilizará las normas ASME

Sección VIII y ASME B31.3.

Se necesitan las siguientes nomenclaturas:

Dt = Diámetro exterior de acuerdo a los estándares de las tuberías

(mm).

dt = Diámetro interior de acuerdo a los estándares de las tuberías (mm).

t t = Espesor de la tubería de acuerdo al Anexo 17 (mm).

102

E = Factor de calidad de Tabla A-1A ó A-1B (Anexo 15 ó 16).

S = Esfuerzo de tensión del material de la tabla A-1 en Anexo 15

(Kg/cm2).

tD = Espesor de diseño de la tubería (mm).

Y = coeficiente de Tabla 3.4, válido para t < D/6.

P = Presión de diseño (Kg/cm2)

Tabla 3.4. Valor del Coeficiente Y para t < D/6

Tenemos los siguientes datos:

Dt = 48,30 mm

tt = 3,68 mm

E = 1

S = 1 174,13 Kg/cm2

P = 4 Kg/cm2

103

Primero hallar la condición:

Por lo tanto cumple la Tabla 3.4, el valor de Y:

Y = 0,40

La fórmula para hallar el espesor de diseño de la tubería es la siguiente:

Por lo tanto cumple el espesor de tubería seleccionada 1-1/2” sch40

(espesor = 3,68mm).

104

Se prosigue con el cálculo del diseño de las aberturas, el cual servirá

para determinar si necesitan refuerzo y donde deben estar ubicadas las

tuberías de carga de los fluidos.



P = 4 Kg/cm2

C = 3 mm

Sv = 1 174,13 Kg/cm2

E = 1

D = 1 200 mm

R = 600 mm

t = 6 mm

Datos de la tubería de conexión para el ingreso de la mezcla de

catalizador y metanol:

Material: SA-312-TP 304L

P = 4 Kg/cm2

C = 3 mm

Sn = 1 174,13 Kg/cm2

E = 1

Dtint = 40,94 mm

Rn = 20,47 mm

tn = 3,68 mm

105

Otros datos:


E1 = 1

fr1 = fr2 = Sn/Sv = 1

Sp = 1174,13 Kg/cm2

r = 6% L = 72 mm (Como L = D)

L/r = 16,67

M = 1,77 (Anexo 12)



106



d = 40,94 mm

Rn + tn + t = 20,47 + 3,68 + 6 = 30,15 mm


d = 40,94 mm


h1 = 2,5 x t = 2,5 x 6,35 = 15,88 mm

h1 = 2,5tn + te = 2,5 x 3,68 + 0 = 9,20 mm

107


h1 = 9,20 mm





ó

108




ó

109



Como el espesor de la tubería es de 3,68 mm; entonces se toma el

cateto o “leg” de 3 mm.

Sumando:

110

Luego:

Luego:

172,86 mm2 > 148,20 mm2 (cumple)

3.10.2 Tubería de Descarga

Para vaciar la capacidad del tanque reactor se necesita una tubería de

descarga, el cual servirá para transportar mediante una bomba el

biodiesel hacia un separador centrífugo donde se continuará con el

procesamiento de biodiesel.

Se asumirá una tubería de 2” sch40 de Acero Inoxidable, a continuación

se realizará los cálculos necesarios para comprobar la resistencia de la

presión de la tubería, se utilizará las normas ASME Sección VIII y ASME

B31.3.

Tenemos los siguientes datos:

Dt = 60,30 mm

tt = 3,91 mm

E = 1

111

S = 1 174,13 Kg/cm2

P = 4 Kg/cm2

Primero hallar la condición:

Por lo tanto cumple, de la Tabla 3.4, el valor de Y:

Y = 0,40

La fórmula para hallar el espesor de diseño de la tubería es la siguiente:

112

Por lo tanto cumple el espesor de tubería seleccionada 2” sch40

(espesor = 3,91mm).

Se prosigue con el cálculo del diseño de las aberturas, el cual servirá

para determinar si necesitan refuerzo y donde deben estar ubicadas las

tuberías de carga de los fluidos.



P = 4 Kg/cm2

C = 3 mm

Sv = 1 174,13 Kg/cm2

E = 1

D = 1 200 mm

R = 600 mm

t = 8 mm

Datos de la tubería de conexión para el ingreso de la mezcla de

catalizador y metanol:


P = 4 Kg/cm2

C = 3 mm

Sn = 1 174,13 Kg/cm2

E = 1

113

Dtint = 52,48 mm

Rn = 26,24 mm

tn = 3,91 mm

Otros datos:


E1 = 1

fr1 = fr2 = Sn/Sv = 1

Sp = 1 174,13 Kg/cm2

r = 6% L = 72 mm (Como L = D)

L/r = 16,67

M = 1,77 (Anexo 12)


114




d = 52,48 mm

Rn + tn + t = 26,24 + 3,91 + 8= 38,15 mm


d = 52,48 mm


h1 = 2,5 x t = 2,5 x 8 = 20 mm

115

h1 = 2,5tn + te = 2,5 x 3,91 + 0 = 9,78 mm


h1 = 9,78 mm





116

ó




117

ó



Como el espesor de la tubería es de 3,91 mm; entonces se toma el

cateto o “leg” de 3 mm.

118

Sumando:

Luego:

Luego:

313,54 mm2 > 148,20 mm2 (cumple)

3.10.3 Tubería de Venteo

El sistema de venteo del tanque deberá ser construidos y su capacidad

debe ser calculada, de modo que no produzcan presiones interiores

mayores a 57 PSI (4 Kg/cm2).

119

El tanque dispondrá de un venteo o alivio de presión, que tendrá un

tamaño igual al mayor de las tuberías de llenado o vaciado, en ningún

caso inferior a 35 mm.

El sistema de alivio de presión en el tanque se necesita una tubería de

venteo, el cual se asumirá una tubería de 1-1/2” sch40 de Acero

Inoxidable, los cálculos necesarios para comprobar la resistencia de la

presión de la tubería es igual al realizado en la tubería de carga.

3.11 Cálculo y selección de bridas

Para el cálculo de las bridas, se utilizará la norma ASME B16.5, en el cual

utilizaremos los parámetros de operación para seleccionar las bridas a utilizar

en el manhole, en la abertura para el sistema de agitación, para las tuberías de

descarga y carga.

A continuación se presenta la fórmula para seleccionar la brida de acero

inoxidable, de acuerdo a la fórmula siguiente y cuadro siguiente:

Está fórmula es usada para bridas de clase 150. En la parte de abajo se

muestra la Tabla 3.6 para la esfuerzo máximo de la presión máxima presión que

soportan las bridas.

Los parámetros de diseño de temperatura son de 200 °F y 57 PSI.

120

Tabla 3.5. Máxima presión de las bridas.

Por lo que se resumen a continuación:

Tabla 3.6. Diámetro de Tubería.

Diámetro de Tubería Cant. Especificación

20” 2 Brida slip on AISI 304 de 20”, ANSI B16.5

1-1/2” 3 Brida slip on AISI 304 de 1-1/2”, ANSI B16.5

2” 1 Brida slip on AISI 304 de 2”, ANSI B16.5

121

3.12 Cálculo y selección de empaquetadura

Cuando se efectúe el ajuste a una unión embridada por medio de pernos, la

carga que actúa en el perno es igual a la reacción de la empaquetadura,

cuando se aplique una determinada presión interna, la carga en el perno será

igual a la carga exterior más la reacción de la empaquetadura existente.

Cuando la unión está sometida a la presión de operación, en la empaquetadura

se requiere garantizar la retención del fluido. Para lograr esto, se puede

expresar la carga de compresión necesaria en función de la presión de

operación, tal como: m.P, siendo “m” un factor multiplicador de la presión, que

se conoce con el nombre de Factor de empaquetadura”.

A continuación se muestra la figura 3.7, para la selección de la empaquetadura

para la abertura del sistema de agitación y para el manhole.

Figura 3.7. Ancho efectivo de la Empaquetadura.

122

Para realizar los cálculos necesarios se necesita los siguientes parámetros:

Fit = Carga de asentamiento ó de instalación (Kg).

F = Carga en los pernos bajo carga exterior (Kg).

Fe = Carga exterior aplicada a la unión (Kg).

Fm = Carga aplicada con el factor de empaquetadura (Kg).

b = Ancho efectivo de la empaquetadura (mm)

G = Diámetro correspondiente a la localización de la reacción de la

empaquetadura (mm).

y = Esfuerzo mínimo de asentamiento o instalación de la empaquetadura

(Kg/cm2). (Anexo 18)

P = Presión de operación (Kg/cm2).

m = Factor de Empaquetadura (Anexo 18)

N = Ancho geométrico (mm) (Anexo 20)

Sdo = Esfuerzo permisible del perno a la empaquetadura ambiente (Kg/cm2).

Sd = Esfuerzo permisible del perno a la empaquetadura de operación (Kg/cm2).

Material de Empaquetadura = Asbestos

Material de Brida = Acero Inoxidable

123

De acuerdo al Anexo 20, tomamos los siguientes valores:

N = 1.5”

Dom = 23” = 584,20 mm

Dim = 20” = 508 mm

P = 4 Kg/cm2

Temperatura de diseño = 95 °C

Sdo = 490 Kg/cm2

Sd = 490 Kg/cm2

Con estos valores hallaremos el ancho efectivo “b”:

Reemplazando los valores tenemos:

124

El diámetro de la reacción de la empaquetadura será:

Las dimensiones de la empaquetadura serán:

O.D. x I.D. x e = 584,20 x 508 x 3 mm

Se utilizará empaquetadura en láminas Gylon Style 3565 Envelon (Marca

Garlock), para esta empaquetadura tenemos que: (Anexo 18):

y = 161,70 Kg/cm2

m = 3,7

Las cargas y los momentos sobre la brida y los pernos se muestran en la hoja

de cálculo del Anexo 25 propuesto por la ASME para determinación de bridas.

Ahora determinaremos el espesor de la tapa de brida. Utilizaremos la norma

ASME Sección VIII de las parte UG – 34.

125

Tenemos las siguientes fórmulas:

• Para la condición de operación:

• Para la condición de asentamiento:

t (brida) = Mayor Valor [ ti , tii ]

Donde:

C = Factor de Brida = 0,30 (Ver Anexo 19)

G = Diámetro efectivo (mm)

P = Presión de Diseño (Kg/cm2)

S = Esfuerzo admisible (Kg/cm2)

E = Eficiencia de Junta

hG = Brazo de Palanca (mm)

Wi = Carga del perno (Kg)

Wii = Carga máxima del perno (Kg)

126

Datos:

G = 562,50 mm

P = 4 Kg/cm2

S = 893 Kg/cm2

E = 1

hG = 36,25 mm

Wi = 13 050,08 Kg

Wii = 49 776,19 Kg

Reemplazando los datos tenemos:

ti = 24,58 mm

tii = 24,79 mm

Luego:

t (brida) = Mayor Valor [ 24,58 mm ; 24,79 mm ]

Finalmente el valor del espesor de la tapa de la brida será de 30 mm.

127

CAPITULO IV

DISEÑO DEL SISTEMA DE AGITACION


Para el diseño del Sistema de Agitación se realizará las siguientes

consideraciones:

Las características del fluido.

El tipo de flujo que se produce en el tanque, en este caso se asumirá un flujo

turbulento.

Realizado la selección del tipo de flujo se hallara la Potencia de accionamiento

para el cálculo del eje de rotación.

Se asumirá que se utilizará un rodete de turbina de disco con palas.

Para hallar las dimensiones del rodete y del eje necesitamos tener los

parámetros de diseño del tanque como se desarrollo en el capítulo III.

4.2 Sistema de Agitación

El diseño de un tanque con sistema de agitación dispone de un gran número de

elecciones sobre el tipo y localización del agitador, las proporciones del tanque,

el número y dimensiones de las placas deflectores, etc., cada una de estas

128

decisiones afecta a la velocidad de circulación del líquido, los modelos de

velocidad y el consumo de potencia.

En las industrias químicas de procesos y en otras semejantes, muchas

operaciones dependen en alto grado de la agitación y mezclado eficaz de los

fluidos, por lo general la agitación se refiere a forzar un fluido por medios

mecánicos para que adquiera un movimiento circulatorio en el interior de un

recipiente. El mezclado implica partir de dos fases individuales, tales como un

fluido y un sólido pulverizado o dos fluidos, y lograr que ambas fases se

distribuyan al azar entre sí.

Los líquidos se agitan con más frecuencia en tanques o recipientes,

generalmente de forma cilíndrica y provista de un eje vertical. La parte superior

del recipiente puede estar abierta al aire o cerrada. Las proporciones del tanque

varían bastante dependiendo de la naturaleza del problema de agitación. Sin

embargo, en muchas situaciones se utiliza un diseño estandarizado como el

que se muestra en la figura 4.1.

El fondo del tanque es redondeado y no plano, con el fin de eliminar los

rincones escarpados o regiones en las que no penetrarían las corrientes de

fluido. La altura del líquido es aproximadamente igual al diámetro del tanque. El

rodete va instalado sobre un eje suspendido, es decir, un eje soportado en la

parte superior. El eje es accionado por un motor, acoplado al eje a través de

una caja reductora de velocidad. El rodete crea un modelo de flujo en el

129

sistema, dando lugar a que el líquido circule a través del tanque y

eventualmente retorne al rodete.

Figura 4.1. Tanque típico de proceso de agitación.

4.3 Diseño del Rodete

Los agitadores de rodete se dividen en dos clases: los que generan corrientes

paralelas al eje del rodete, y aquellos que generan corrientes en dirección

tangencial o radial.

Los primeros reciben el nombre de rodetes de flujo axial, y los segundos

rodetes de flujo radial.

130

Como punto de partida en el diseño de los problemas ordinarios de agitación,

generalmente se utiliza un agitador de turbina del tipo que se muestra en la

Figura 4.2.

Figura 4.2. Medidas de un agitador de turbina. (Según Rushton et al.32).

Los tres principales tipos de rodetes (Figura 4.3) son hélices, palas y turbinas.

Otros rodetes especiales resultan también útiles en situaciones especiales, pero

los tres tipos principales mencionados resuelven tal vez el 95% de todos los

problemas de agitación de fluidos.

131

Figura 4.3. Tipos de Rodetes.

Los rodetes tipo turbina ó Rushton (Figura 4.4) son eficaces para un amplio

intervalo de viscosidades, por lo que se utilizará este tipo de rodete para su

diseño.

Figura 4.4. Turbina Rushton de 6 palas.

132

Las proporciones típicas para el diseño del rodete como se muestra en la Figura

4.2 son:

Figura 4.5. Fórmulas para dimensionamiento del rodete ó impulsor.

4.3.1 Cálculo de las dimensiones del rodete

De acuerdo a la Figura 4.5, se calcularán las dimensiones del rodete.

Da: diámetro del rodete (mm)

W: Anchura de las palas (mm)

L: Largo de las palas (mm)

J: Ancho de los bafles (mm)

Dt: diámetro del tanque (mm)

Dpl: diámetro de la placa circular del rodete (mm)

E: Distancia de la parte inferior del tanque al centro de las paletas de la

turbina (m).

Como Dt = 1 200 m

133

Hallando “Da”, tomamos las fórmulas de la Figura 4.5:

Entonces desarrollando la fórmula tenemos que:

Da = 400 mm

Hallando “E”, tomamos las fórmulas de la Figura 4.5:


E = 400 mm

Hallando “L”, tomamos las fórmulas de la Figura 4.5:

134


L = 100 mm

Hallando “W”, tomamos las fórmulas de la Figura 4.5:


W = 80 mm

La dimensión de la placa circular que soporta las palas de las hélices es

de la siguiente dimensión:

Dpl = 300 mm

135

4.3.2 Cálculo de las placas deflectoras

Si el propulsor u otro agitador van montados verticalmente en el centro

del tanque sin deflectores, casi siempre se desarrolla una trayectoria de

flujo tipo remolino. Este suele ser indeseable debido a que se atrapa

aire, se desarrolla un vórtice considerable y ocurren oleadas y otros

efectos perjudiciales, en especial, cuando se opera a velocidades altas.

Para lograr una agitación vigorosa con agitadores verticales, se

acostumbra el empleo de deflectores para reducir el tamaño del remolino

y obtener así un buen mezclado. En la figura 4.6 se muestra deflectores

montados en las paredes en posición vertical. Casi siempre basta con

cuatro deflectores, que tengan anchura de cerca de 1/12 del diámetro

del tanque para turbinas y propulsores.

Figura 4.6. Tanque con deflectores con un agitador de turbina.

a) Vista Lateral b) Vista Superior

136

Se utilizarán por lo tanto 04 placas deflectoras.

De acuerdo a la Figura 4.2, se calcularán las dimensiones de la Placa

Deflectora.

Tomamos las fórmulas de la Figura 4.5:

Como Dt = 1200 m


J = 100 m

Espesor de los deflectores será de: e = 6 mm.

4.4 Cálculo de la Potencia consumida en el tanque

Un factor trascendental en el diseño de un recipiente de agitación es la potencia

para mover el impulsor. Puesto que la potencia requerida para un sistema dado

no puede predecirse teóricamente, pero se tiene correlaciones empíricas para

estimar los requerimientos de potencia.

137

4.4.1 Selección del Flujo a trabajar

Se seleccionará un Flujo Turbulento.

4.4.2 Selección de la Velocidad Angular

De acuerdo a varias bibliografías sobre el proceso de transesterificación

que se realizase en el Tanque Reactor tenemos que la velocidad

agitación es de aproximadamente:

N = 180 RPM

4.4.3 Cálculo de la Densidad Promedio y Viscosidad Promedio

De acuerdo a la combinación de aceite comestible y metanol que se

realiza en el reactor químico, hallaremos la densidad promedio y su

viscosidad promedio para los cálculos siguientes.

Para hallar la Densidad Promedio utilizaremos la siguiente fórmula:

138

Donde:

ρM = Densidad promedio de la mezcla (Kg/m3)

ρ = Densidad de cada componente i (Kg/m3)

V = Volumen (m3)

Datos:

ρaceite = 930 Kg/m3

Vaceite = 2 m3(De acuerdo al Anexo 1)

ρmetanol = 720 Kg/m3

Vmetanol = 0,25 m3 (De acuerdo al Anexo 1)

Desarrollando la fórmula tenemos:

Para hallar la Densidad Promedio utilizaremos la siguiente fórmula:

139

Donde:

µmezcla = Viscosidad de la mezcla (Kg/m-s)

µi = Viscosidad de cada compuesto (Kg/m-s)

xi = Fracción Molar de la mezcla

Datos:

µaceite = 0,0342 Kg/m-s

xi = 0,875

µmetanol = 0,0006 Kg/m-s

xi = 0,032

Desarrollando la fórmula tenemos:

4.4.4 Cálculo del Número de Reynolds

Para hallar la velocidad angular tenemos que recurrir a la fórmula del

Número de Reynolds:

140

NRe = Número de Reynolds

ρ = Densidad (Kg/m3)

Da = Diámetro del rodete (m)

µ = Viscosidad (kg/m-s)

n = RPS

Datos:

ρ = 907 Kg/m3

Da = 0,40 m

µ = 0,0236 kg/m-s

n = 3 RPS

Calculando en NRe tenemos que:

4.4.5 Cálculo de la Potencia

Para el cálculo de la Potencia tendremos la siguiente fórmula:

141

Parámetros a utilizar:

NP = Número de Potencia


Da = Diámetro del rodete (m)

P = Potencia (W)

n = RPS

Datos:

NP = 5,46 (de acuerdo a las figuras 4.7 y 4.8)

ρ = 907 Kg/m3

Da = 0,40 m

n = 3 RPS

Deduciendo la fórmula tenemos que “P”:

Luego resolviendo la fórmula tenemos que:

P = 1,37 KW

142

Pote

ncia

cor

rela

tiva

por e

l baf

le d

e lo

s im

puls

ores

tipo

turb

ina,

par

a ta

nque

con

04 b

afle

s (D

e U

hl y

Gra

y (1

967)

- pe

rmis

o), w

= a

ncho

de

impu

lsor

,

D =

diá

met

ro d

el im

puls

or.

Figu

ra 4

.7. N

úmer

o de

Pot

enci

a

143

Valo

res

del N

úmer

o de

pot

enci

a en

con

dici

ones

turb

ulen

tas

Np,

par

a

dife

rent

es c

onfig

urac

ione

s de

l im

puls

or. N

ota:

W/D

es

la ra

zón

del

anch

o re

al d

el á

labe

resp

ecto

al d

iám

etro

del

impu

lsor

.

Figu

ra 4

.8. V

alor

de

Np

= 5,

46 p

ara

tipo

de ro

dete

de

disc

o.

144

4.4.6 Selección del Motorreductor

Para la selección del motorreductor necesitamos los siguientes datos:

P = 1,37 KW = 1,84 HP (Potencia de Salida)

N = 180 RPM (Velocidad de salida)

Aplicación: Agitación de líquidos (Anexo 27)

Clase II: Carga Uniforme (Anexo 26)

Eficiencia del motor (η) = 0,94 – 0,96

Pmotor = Potencia de motorreductor (Kw)

F.S. = 1,25 (Factor de Servicio) (Anexo 28)

Horas diarias de operación = 24 horas

Posición de montaje = Vertical

Hallando Pmotor:

Tomamos como η = 0,94, reemplazando en la fórmula:

145

Para seleccionar el motorreductor utilizaremos la siguiente fórmula:

Para ello tenemos que convertir la Potencia en HP:

De acuerdo al Anexo 29, 30 y 31 tenemos que:

Motorreductor de 3 HP, 1750 RPM

Modelo: CNVM 3 – 6110 YC – SG – B – 8

Motor: 220/440 x 4P x 60 Hz

Reducción: 1:8

NSalida = 219 RPM

146

4.4.7 Cálculo del Momento Torsor

Se realizará el cálculo del Momento Torsor para realizar el cálculo del

Eje para el impulsor o rodete, para ello se utilizará la siguiente fórmula:

Se necesitan los siguientes parámetros:

T: Momento Torsor (Kg-m)

P: Potencia (HP)

N: RPM

Datos:

P = 3 HP

N = 219 RPM

Reemplazando los datos tenemos que:

147

4.5 Cálculo del Eje del impulsor

Para el cálculo eje impulsor tomamos como dato la Potencia requerida para

agitar el biodiesel, además expresaremos los datos para el cálculo del eje del

impulsor.

Parámetros:


Sy: Esfuerzo de Fluencia (Kg/mm2)

Su: Esfuerzo de Ruptura (Kg/mm2)

Ssd: Esfuerzo Permisible a Corte (Kg/mm2)

KT: Factor de Carga de Torsión (Anexo 32)

T: Momento Torsor (Kg-mm)

d0: Diámetro exterior del eje (mm)

: Esfuerzo Permisible a Corte con chavetero (Kg/mm2)

Datos:

Sy = 21 Kg/mm2

Su = 59,76 Kg/mm2

KT = 1,5

T = 9 810 Kg-mm

Para el cálculo del diámetro del eje utilizaremos la Fórmula del código ASME

para un Eje Macizo:

148

Los esfuerzos de cálculo (probablemente pensando en árboles estirados en

frío) se dan como sigue:

Con el desarrollo de estas fórmulas tenemos que seleccionar el menor valor de

ellos (Teoría de Esfuerzo de Cortante Máximo).

Entonces el menor valor es:

149

Pero como tiene chavetero, utilizaremos la siguiente fórmula:

Despejando tenemos:

Luego se procede a incrementar de acuerdo a tablas debido al cálculo de su

diámetro es mayor que 1”.

También debido a que el diámetro del motorreductor es de 1,25” se tomará un

diámetro mayor a este.

150

Por lo tanto:

4.6 Verificación del eje por deformación angular por torsión

Por recomendaciones prácticas, la deformación torsional para eje de

transmisión sometido a cargas variables debe ser:

θ ≤ 1º (por cada 20 diámetro)

La fórmula para hallar la deformación es la siguiente:

θ = ángulo de deformación (rad)

T = Torsión (kg-cm)

L = Distancia hasta la sección crítica

J = Momento polar de inercia (cm4)

G = Módulo de elasticidad transversal (kg/cm2)

E = Módulo de Elasticidad = 2,10 x 106 Kg/cm2

µ = Coeficiente de Poisón = 0,3

151

Hallando Momento Polar de Inercia “J”:

Hallando Módulo de elasticidad transversal “G”:

Como L = 20 d

Luego tenemos que:

152

4.7 Cálculo de la Chaveta

En la zona del acoplamiento se usará una chaveta plana de acero inoxidable

SA 240 TP 304L.

El Anexo 33 muestra las chavetas estándar según las normas DIN 6885.

La chaveta plana recomendada para un diámetro de 40 mm es:

12 mm x 8 mm x Longitud (L)

Donde:

L = Mayor (Ls, Lc)

Ls = Longitud de chaveta por esfuerzo cortante (mm)

Lc = Longitud de chaveta por esfuerzo de compresión (mm)

El Esfuerzo Cortante:

El Esfuerzo de Compresión:

153

Se tiene que:

b = Ancho = 10 mm

t = Altura = 8 mm

d = Diámetro = 40 mm

T = Torque = 9 810 kg-mm

Entonces hallando Ls:

Luego hallando Lc:

La mayor longitud “L” es:

154

Pero como el acoplamiento tiene una longitud de canal chavetero de 35 mm,

entonces asumiremos una longitud de 35 mm para la conexión entre estos ejes.

La chaveta será de:

4.8 Cálculo y selección de acoplamiento

Para realizar el cálculo del acoplamiento, se tomará en cuenta el procedimiento

de selección de Acoples Elástico Tipo A (Gummi) de acuerdo al Anexo 20, el

cual muestra el tipo de acoplamiento y medidas.

Parámetros para seleccionar el acoplamiento:

TN = Torque Nominal (Nm)

P = Potencia continua a transmitir por acoplamiento (HP) = 3 HP

N = 219 RPM

F.S. = Factor de Servicio = 1,00 (Líquidos)

Con los datos de la Potencia (P) y el Factor de Servicio (F.S.), utilizamos el

Anexo 34 para hallar el modelo de acoplamiento de acuerdo en la “Tabla 1” del

Anexo que indica.

Potencia x F.S. = 3 HP x 1,00 = 3 HP

155

De acuerdo al Anexo 34 y las RPM tenemos que:

Modelo: A30

A partir de la Potencia (P) y la velocidad de funcionamiento (N), calcule el

Torque Nominal, TN, con la fórmula siguiente:

El valor obtenido, igual o superior, se compara con el Anexo 36 en la “Tabla

III”, en la columna de velocidades (RPM) correspondiente; la parte superior de

la columna indica el tamaño de acople a utilizar.

Verificar en esta Tabla el diámetro de cada uno de los ejes en función del

máximo y del mínimo.

Acoplamiento tipo A30 – CN / CN – ES

156

4.9 Cálculo Estructural del Rodete

Se realizará los cálculos de las fuerzas sobre el impulsor, el espesor de los

álabes y el espesor del disco.

4.9.1 Determinación de las fuerzas sobre el impulsor

Se utilizará dos impulsores para una mejor mezcla o agitación.

Cada impulsor consumirá:

Potencia Impulsor = 3 HP / 2 = 1,50 HP

Como cada impulsor consta de 3 pares de álabes opuestos uno del otro,

entonces cada par de álabes consumirá:

Potencia Álabe = 1.5 HP / 3 = 0,50 HP

De acuerdo a la Figura 4.9, el torque desarrollado por cada par de

álabes será:

157

Figura 4.9. Fuerzas del impulsor

Parámetros de cálculo son:

Tp = Torque de impulsor (Kg-m)

Pp = Potencia de álabe (HP)

N = RPM

d = Diámetro del impulsor (m)

F = Carga (Kg)

Datos:

Pp = 0,50 HP

N = 219 RPM

d = 0,40 m

Desarrollando la fórmula anterior:

F

F

d

158

Luego la fuerza ejercida por el fluido al movimiento de cada paleta será:

4.9.2 Determinación del espesor de los álabes

El material de los álabes será de Acero Inoxidable SA-240-TP304L con

esfuerzo de fluencia de 21 Kg/cm2; las dimensiones de los álabes se

muestran en la figura 4.10:

Figura 4.10. Dimensiones del álabe.

80

110

159

Asumiendo que se trata de un cantiléver simple con una carga puntual

en el extremo:

Figura 4.11. Carga Puntual.

El esfuerzo máximo se da en el extremo “O”:

F = 8,20 Kg

L = Longitud del voladizo (mm)

Bo = Ancho (mm)

t = espesor (mm)

Sad = Esfuerzo admisible = 0,50 Sy

F

0

L

t

160

Datos:

L = 50 mm

Bo = 80 mm

Sad = 0,50 Sy = 0,50 x 21 Kg/mm2 = 10,50 Kg/mm2 = Smáx

Por consiguiente:

Finalmente se usará planchas de 6 mm de espesor para su fabricación.

4.9.3 Determinación del espesor del disco

Para el cálculo del espesor del disco usaremos la Teoría de Placas

Planas.

161

Figura 4.12. Teoría de Placas Planas.

El esfuerzo máximo ocurre en los bordes interiores y está dado por:

Donde:

Smáx = Sad = 10,50 Kg/mm2

W = Peso impulsor = 6,32 Kg

R = Radio exterior = 150 mm

r = radio interior = 30 mm

µ = Coeficiente de Poison = 0,30

tdisco = Espesor mínimo del disco (mm)

W W

r

R

162

Reemplazando los datos en la fórmula tenemos que:

tdisco = 1,58 mm

Debido al margen de sobreespesor o corrosión se agrega este espesor

por lo tanto:

Se usará plancha de: e = 6 mm

4.10 Cálculo y selección de los Rodamientos

Se usará para el soporte del eje un rodamiento de rodillos a rótula dispuesto

como se muestra en la figura siguiente:

Figura 4.13. Rodamiento de Rodillos a rótula con soporte

163

Se seleccionará un soporte tipo Soporte de Brida 7225(00) (Anexo 39).

Los soportes de brida 7225(00) han sido diseñados para:

Rodamientos de bolas a rótula de las series 12 y 22.

Rodamientos de rodillos a rótula de las series 222.

Rodamientos CARB de la serie 22.

Los soportes han sido diseñados para rodamientos con un agujero

cónico sobre un manguito de fijación y ejes lisos, para diámetros de eje

de entre 20 y 100 mm.

Las dimensiones de los soportes de brida no están normalizadas, la

tolerancia para el asiente del rodamiento se encuentra dentro de la clase

G7.

Los rodamientos de rodillos a rótula son inherentemente autoalineables

y muy robustos. Las dos hileras de rodillos hacen que los rodamientos

puedan absorber cargas elevadas. La actual gama de rodamientos de

rodillos a rótula, inventada por SKF y refinada a lo largo de los años,

incluyen una amplia gama de tamaños de diversas Series de

dimensiones ISO así como diseños especiales, por ejemplo para cribas

vibratorias y aplicaciones similares.

Tienen dos hileras de rodillos con un camino de rodadura esférico

común en el aro exterior. Cada uno de los caminos de rodadura del aro

interior está inclinado formando un ángulo con el eje del rodamiento.

164

Esto les dota de una atractiva combinación de características que les

hace irremplazables en distintas aplicaciones muy exigentes. Son

autoalineables y consecuentemente insensibles a la desalineación del

eje con respecto al alojamiento y ala flexión o curvatura del eje.

Los rodamientos de rodillo a rótula SKF, son líderes en cuestión del

diseño y pueden absorber grandes cargas radiales, además de grandes

cargas axiales que actúan en ambos sentidos.

Laos rodamientos de rodillos a rótula SKF incluye:

Rodamientos abiertos.

Rodamientos obturados.

Rodamientos para aplicaciones vibratorias.

Figura 4.14. Rodamiento a rodillos a rótula

4.10.1 Cálculo de cargas sobre el rodamiento

Se calculará el peso de eje, el peso de los impulsores, fuerza de arrastre

y las reacciones en los rodamientos.

165

4.10.1.1 Cálculo de Carga Axial

Para realizar el cálculo de la Carga Axial se tomará el cálculo del

Peso Total.

Peso Total = Peso de Eje + Peso de los Impulsores

Peso del eje = 28,02 Kg

Peso de Impulsor = 12,64 Kg

Peso Total = 40,66 Kg

4.10.1.2 Cálculo de Carga Radial

El cálculo de la Carga Radial se realizará por medio de las

Fuerzas de Arrastre de las paletas.

Carga Radial = Fuerza de Arrastre

La Fuerza de Arrastre “Fa” está dada por la siguiente fórmula:

Donde:

Fa = Fuerza de Arrastre (Kg)

Ca = Coeficiente de Arrastre

166

A = Área (m2)

Pa = Presión (Kg/m2)


g = gravedad = 9,80 m/s2

Vt = Velocidad tangencial (m/s)

D = Diámetro de la paleta (m) = 0,40 m

Cálculo de la velocidad tangencial:

Cálculo de la presión Pa:

167

Cálculo del área del álabe:

Datos:

Ca = 1,0

A = 4 x 10-3 m2

Pa = 1074,90 Kg/m2

ρ= 1000 Kg/m3 (debido a que la densidad de la mezcla es menor

que la del agua, por lo que se toma este valor)

Vt = 3,74 m/s

Luego reemplazando los valores tenemos:

168

4.10.1.3 Cálculo de las reacciones de los rodamientos

Las reacciones sobre el rodamiento serán:

Figura 4.15. Reacciones.

Hallando momento en el punto “1” M1 = 0, tenemos:

0,25 x R2 = 3,09 x 4,30 + 2,69 x 4,30

R2 = 99,42 Kg

R1 = 90,82 Kg

R2

R1

Fa

Fa

0,25

2,44

0,40

3,09

Nota: Dimensiones en metro.

169

4.10.2 Selección de los rodamientos

Los requerimientos del rodamiento serán:

Fuerza Axial: Fa = 40,66 Kg

Fuerza Radial: Fr = 99,42 Kg

Velocidad: N = 219 RPM

La relación existente entre la duración nominal, la capacidad de carga

dinámica y la carga aplicada al rodamiento, viene expresada por la

ecuación:

Donde:

Lh = Duración Nominal en millones de revoluciones

C = Capacidad de Carga dinámica

P = Carga dinámica equivalente sobre el rodamiento

p = Exponente

p = 3, para rodamientos de bolas

p = 10/3, para rodamientos de rodillos

Datos:

Lh = 50 000 horas (Anexo 37)

N = 219 RPM

170

L = 657

Luego la Capacidad de Carga Dinámica equivalente:

C > 7P

Donde para un rodamiento de 40 mm de diámetro se obtiene:

Como se va a usar un soporte de brida, para rodamientos de rodillos a

rótula debe ser de serie 222, por consiguiente:

171

Para rodamientos de la serie 222 y con diámetro de 40 mm, de acuerdo

al catálogo de SKF, tenemos rodamiento de serie 22208 E, de acuerdo

al Anexo 38, tenemos el valor de Y2 = 3,6 entonces:

Luego:

La Capacidad de Carga Estática Equivalente (C0), utilizaremos la

siguiente fórmula:

Reemplazando el valor de Y0 = 2,5 de acuerdo al Anexo 38:

172

Luego:

De acuerdo al catálogo de rodamientos SKF se verifica que se utilizará

Rodamiento de Rodillos a Rótula 22208 E que cumple con el

requerimiento de carga, esto se verifica en el Anexo 38.

173

CAPITULO V

DISEÑO DEL SISTEMA TERMICO


Las superficies de transmisión de calor, que puede estar en forma de

encamisados para calentamiento, o bien por serpentines tubulares sumergidos

en el líquido, se utilizan con frecuencia en tanques agitados.

El diseño del Sistema Térmico que se utilizará es el de Transmisión de Calor

por Chaquetas de calentamiento.

Los parámetros de operación para realizar el diseño del sistema térmico son los

siguientes:

Consideremos un tanque agitado que contiene “m” Kg de un líquido de calor

específico “Cp”.

Está provisto de una superficie de transmisión de calor de área “A”.

Calentada mediante un medio de temperatura constante tal como vapor de

agua que condensa a la temperatura “TS”.

Temperatura de diseño = 95 °C (Vapor saturado).

Temperatura de ingreso del fluido “T1”, hasta su calentamiento a una

temperatura “T2”.

174

En la figura 5.1 se muestra un recipiente con chaqueta de calentamiento.

Cuando se trata de un calentamiento, puede emplearse vapor de agua, que se

condensa en el interior de la chaqueta.

Figura 5.1. Transferencia de calor en recipientes con agitación:

a) Recipiente con chaqueta de calentamiento b) Recipiente con

serpentines de calentamiento.

Para hallar la altura del enchaquetado, necesitamos utilizar el valor del volumen

de operación de 2,25 m3 que se va a llenar el recipiente, esto es la altura del

fondo toriesférico y la parte cilíndrica, realizando las operaciones tenemos que:

Nivel máximo líquido = 2,10 m

Para hallar la altura de la chaqueta aumentaremos el 25% del nivel máximo del

líquido.

175

Por lo tanto = 2,10 x 1,25 = 2,63 m por lo que tomaremos como valor:

Altura de la chaqueta será = Hch = 2,66 m

Área de Transferencia = A

5.2 Proceso de Calentamiento

En la siguiente figura se observa cómo será el proceso de calentamiento en el

enchaquetado del tanque.

Figura 5.2. Proceso de calentamiento.

1 2

40 ºC

T1

Vapor

85 ºC

T2

95 ºC 95 ºC

176

5.3 Balance Térmico

Tenemos que:

Se está tomando las características del fluido en vez de biodiesel, agua, por lo

que tenemos:

Cp = 1 Kcal/Kg K

ρ = 1 000 Kg/m3

V = 2,25 m3

T2 = 85°C = 358 K

T1 = 40°C = 313 K

5.4 Cálculo del Coeficiente Global de Transferencia

Para ello se muestra la siguiente figura para realizar los cálculos preliminares.

177

Figura 5.3. Coeficientes de Transferencia de Calor.

Parámetros:

U = Coeficiente Global de Transferencia (W/m2 K)

he = Coeficiente Convectivo Externo de Transferencia (W/m2 K)

hi = Coeficiente Convectivo Interno de Transferencia (W/m2 K)

hs = Coeficiente Convectivo pelicular por incrustaciones de Transferencia (W/m2

K)

k = Coeficiente de conductividad del material de Transferencia (W/m2 K)

e = Espesor de la pared (m)

k

hehiMezcla deFluidos de

40ºC a 85ºCVapor de

agua a 95ºC

178

5.5 Cálculo del Coeficiente Convectivo Interno

Para el cálculo del coeficiente hi se utiliza la siguiente fórmula:

De acuerdo a las propiedades del agua (Anexo 40 – a una temperatura 335.5 K)

tenemos el siguiente cuadro:

Tabla 5.1. Propiedades del agua a una Temperatura Tb.

Tb (K) µ (Kg/m-s) ρ (Kg/m3) k (W/m K) Cp (KJ/Kg

K) Pr

335.5 4,51 x 10-4 981,30 0,657 4,181 2,87

Parámetros:

Cp = Capacidad Calorífica del liquido a Tb (KJ/kg °C)

k = Coeficiente de conductividad térmica del liquido acuoso a Tb (W/m °K)

µ = Viscosidad del fluido (Kg/m-s)

Pr = Número de Prandtl

D = 1.2 m

n = 3,65 RPS

Tb = Temperatura promedio (°K)

179

Para tener la fórmula siguiente se utilizó las siguientes características:

Figura 5.4. Fórmula para hallar hi – Referencia “Procesos de Transporte de

y Operaciones Unitarias C.J. Geankoplis.

Reemplazando los valores tenemos:

180

5.6 Cálculo de la Resistencia Térmica de Conductividad

La resistencia térmica está en función del espesor del material y su

conductividad térmica a la temperatura de la superficie.

e =espesor de la pared = 0,006 m

k = Conductividad Térmica (Anexo 41) = 17 W/m2 K

Luego tenemos:

5.7 Cálculo del Coeficiente Convectivo Externo

Fluido: Vapor saturado condensable

Temperatura: 95 °C (Constante)

Presión: 0,86 Kg/cm2

Para determinar el coeficiente convectivo, asumiremos que el vapor al estar en

contacto con la superficie metálica se condensa en forma peculiar y como es

difícil determinar este régimen es costumbre adoptar valores conservadores de

coeficiente por lo tanto asumiremos:

181

5.8 Cálculo del Coeficiente Convectivo pelicular por incrustaciones

Este coeficiente convectivo pelicular es debido a la presencia de incrustaciones,

suciedad, partículas, sólidos, depósitos, rugosidad de la superficie, etc., en la

superficie de transferencia, la podemos asumir según valores de la Tabla Nº

5.2.

Tabla 5.2. Coeficiente de transferencia de calor para depósitos. Btu/h.ft2.ºF

Para agua de pozo o de río a una velocidad mayor que 1 m/s y calentamiento a

95 °C con vapor se tendrá:

182

Hs = 1 000 BTU/h ft2 °F, pero en unidades del sistema SI tenemos que:

Finalmente reemplazando estos valores hallados en la ecuación general:

5.9 Determinación del tiempo de calentamiento

El tiempo de calentamiento para un área de transferencia de 10,50 m2 estará

entre 45 minutos a 1 hora.

Con la siguiente fórmula calcularemos el tiempo θc:

183

Datos:

Cp = 4 181 J/Kg K

ρ = 1 000 Kg/m3

V = 2,25 m3

T2 = 358 K

T1 = 313 K

TS1 = TS2 = 368 °K

U = 1 218,93 W/m2 K

A = 10,50 m2

Reemplazando:

184

5.10 Determinación del Flujo Másico de Vapor

Para determinar el Flujo Másico de Vapor se calcula a partir de Qcedido.

En el tiempo de 0,32 horas.

/0,32 horas = 316 406,25 Kcal/horas = 367 980,47 W

Tenemos: 1 Kcal/hora = 1,163 Watts

También el calor cedido Qc es:

Donde:

mv = Flujo másico de vapor (Kg/s)

= Entalpía de vapor saturado (KJ/Kg)

De tablas de vapor saturado:

T = 95 °C = 368 K

185

Luego:

186

CAPITULO VI

DISEÑO DE SOPORTE Y ACCESORIOS DE IZAJE


Se diseñará los soportes y los accesorios de izaje para el Recipiente a presión,

el cual consistirá en calcular los pesos y las cargas que ejercen en el tanque:

Peso del Tanque.

Peso del enchaquetado.

Peso del eje.

Peso de los rodetes ó impulsores

Peso del Fluido.

Peso del motorreductor.

Peso de los rodamientos.

Peso de acoplamiento.

Peso de los bafles.

Carga de viento.

Carga sísmica.

187

6.2 Cálculo de Pesos

6.2.1 Cálculo del peso del tanque

De acuerdo al desarrollo del tanque de acero inoxidable tenemos:

Parte cilíndrica: 3789 x 2400 x 6 mm = 428,30 Kg

Parte cabezal toriesférico: φ 1383 mm x 6mm = 70,80 Kg

Parte fondo toriesférico: φ 1397 mm x 8mm = 96,30 Kg

Peso total del Tanque = 595,40 Kg

6.2.2 Cálculo del peso del enchaquetado

De acuerdo al desarrollo del enchaquetado de acero al carbono

tenemos:

Parte cilíndrica: 4141 x 2400 mm = 468,10 Kg

Parte fondo toriesférico: φ 1507 mm x 6mm = 84 Kg

Peso total del enchaquetado = 552,10 Kg

6.2.3 Cálculo del peso del eje

El eje de acero inoxidable de φ 40 mm x 2840 mm de longitud:

Peso del eje = 28,02 Kg

188

6.2.4 Cálculo del peso de los rodetes

El rodete consiste de un disco, una bocamasa y de seis paletas

Disco del rodete: φ 300 x 6 mm = 3,20 Kg

Paletas del rodete: 110 x 80 x 6mm = 2,50 Kg (Como son 6 paletas)

Bocamasa del rodete: φ 60 mm x 6mm = 0,62 Kg

Peso total de los rodetes (como son dos rodetes) = 12,64 Kg

6.2.5 Cálculo del peso del fluido

Como el fluido es el biodiesel, se reemplazará para este cálculo la

densidad del biodiesel por la densidad del agua, debido a que es menor

a esta última.

Como el volumen del tanque es de 3 m3, entonces:

Peso del fluido = 3 000 Kg

6.2.6 Cálculo del peso del motorreductor

De acuerdo al modelo escogido el peso del motorreductor es = 34 kg

6.2.7 Cálculo del peso de los rodamientos

De acuerdo al modelo escogido el peso de los rodamientos es de 0,53

kg cada uno, por lo tanto:

Peso total de los rodamientos = 1,06 Kg

189

6.2.8 Cálculo del peso del acoplamiento

De acuerdo al modelo escogido el peso del acoplamiento es = 2,40 kg

6.2.9 Cálculo del peso de los bafles

Las medidas del bafle es de. 2400 x 100 x 6 mm = 11,30 Kg, como son 4

unidades:

Peso de los bafles = 45,20Kg

6.2.10 Cálculo del peso de las bridas

Tenemos bridas de 20”, 1-1/2” y de 2”.

Brida de 20” slip-on (02 unidades) = 177 Kg

Brida de 2” slip-on (01 unidad) = 2,30 Kg

Brida de 1-1/2” slip-on (03 unidades) = 4,20 Kg

Peso total = 183,50 Kg

6.2.11 Cálculo del peso total del Tanque y accesorios

Peso total = 4453,32 kg

Para tener un factor de seguridad mejorada de los pesos del tanque y

accesorios le agregaremos un 10%, entonces tenemos que:

Peso Total (W) = 4 900 kg

190

6.3 Cálculo de los soportes

Para el cálculo de los soportes tomaremos como diseño la figura 6.1.

Figura 6.1. Soporte Tipo zapata de apoyo.

Para ello describimos los siguientes parámetros:

W = Peso del Total (Kg)

n = Número de zapatas

= Carga de cada zapata (Kg)

R = Radio del tanque (m)

H = Brazo de palanca de la carga (m)

2A, 2B = Dimensiones de la placa de desgaste

S = Esfuerzo (Kg/cm2)

t = Espesor del tanque (m)

191

C = Factor de Forma (Ver Tablas)

K = Factores (Ver Tablas)

S1 = Esfuerzo longitudinal (Kg/cm2)

S2 = Esfuerzo Circunferencial (Kg/cm2)

Luego:

Esfuerzos Longitudinales:

Nota: En la Tensión S1 sumar el valor de presión interna de PR/2t para que no

exceda el valor del esfuerzo de tensión del material.

Esfuerzos Circunferenciales:

Nota: En la Tensión S2 sumar el valor de presión interna de PR/t para que no

exceda el valor del esfuerzo de tensión del material multiplicado por 1,50.

Datos:

W = 4862 Kg

n = 4 (número de zapatas)

192

R = 606 mm

H = 50 mm

2A = 300 mm

2B = 300 mm

t = 6 mm

P = 4 Kg/cm2

Material: SA-36

Esfuerzo de Tracción = 11,67 Kg/mm2

Esfuerzo de Fluencia = 25,31 Kg/mm2

E = 0,85

Hallando “C”:

C1 = C2 = C3 = C4 = 1,0

Los Factores “K”:

K1 = 3 K2 = 0,015 K3 = 6,5 K4 = 0,01

193

Luego calculamos los Esfuerzos Longitudinales:

Reemplazando los datos:

Esfuerzo debido a la presión interna:

Luego se Suma los esfuerzos tensionales = 1,65 + 2,02 = 3,67 Kg/mm2

No debe exceder del valor del esfuerzo de tracción = 11,67 x 0,85 = 9,92

Kg/mm2

Luego calculamos los Esfuerzos Circunferenciales:

Reemplazando los datos:

194

Esfuerzo debido a la presión interna:

Luego se Suma los esfuerzos tensionales = 1,39 + 4,04 = 5,43 Kg/mm2

No debe exceder del valor del esfuerzo de tracción = 11,67 x 1,50 = 17,51

Kg/mm2

6.4 Selección de zapata para soporte

De acuerdo a la figura 6.2, seleccionaremos el diseño de la zapata.

Debido a que la carga es de 1 225 Kg, esto es equivalente a 2 695 Lb, por lo

que en la figura 6.2 se ha marcado la selección de la zapata.

6.5 Cálculo de Accesorios de Izaje

Se diseñará los cáncamos de izaje para el Tanque, el cual se seleccionará de la

Figura 6.3.

Debido a que la carga total de carga es de 4 900 Kg, esto también es

equivalente a 10 780 Lbs.

195

Figura 6.2. Diseño de soporte.

196

Figura 6.3. Diseño de Cáncamo

197

6.6 Diseño de apoyos tipo columna

Para el diseño de apoyos se debe determinar:

Perfil de las columnas.

Diámetro de anclaje.

Dimensiones de la palanca de base.

Para ello se tiene los siguientes parámetros:

L = Longitud de la parte recta del recipiente (m) = 2,457 m

LC = Longitud en la columna sin arriostre (m) = 1,50 m

Dext = Diámetro exterior del recipiente (m) = 1,324 m

Figura 6.4. Dimensionamiento del Tanque

198

6.7 Diseño del Perfil de las columnas

Para el diseño del perfil de las columnas se necesita los siguientes parámetros:

Figura 6.5. Perfil de la columna

PC = Carga Axial a la que se verá expuesta la columna (Kg)

LC = Longitud en la columna sin arriostre (m) = 1,50 m

W = Peso del Total (Kg)

n = Número de columnas

= A las Carga PW se le agrega la mayor de las cargas producidas por

el efecto de viento o sismo, la más desfavorable (Kg).

Para determinar PC, se hacen las consideraciones siguientes:

Se tomarán en cuenta las condiciones de carga normales, de operación o

prueba.

199

Se considerarán condiciones accidentales de viento o sismo, analizados

por separado y tomando el caso más desfavorable.

6.7.1 Cálculo de carga de viento

Para la determinación de la carga por viento, se considera que los

efectos del viento serán soportados por dos soportes, según se

muestra en la figura siguiente:

Figura 6.6. Reacciones para las cargas de viento.

LC

L/2

h

Fv

RVBX

RVBY

RVAX

RVAY

B A

b = Dext

LC

L

h = L/2 + Lc

200

Tenemos los siguientes parámetros:

RVAX, RVBX = Reacciones horizontales debidas al viento en las

columnas A y B (Kg)

RVAY, RVBY = Reacciones verticales debidas al viento en las columnas

A y B (Kg)

b = Distancia entre columnas, en este caso b = Dext (m).

PV = Presión del viento (Kg/m2)

FV = Presión del viento (Kg/m2)

At = Área transversal del recipiente (m2)

Cp = Coeficiente de Presión (Ver Anexo 42)

Cr = Coeficiente de Ráfaga (Porque la estructura no es mayor a 60 m)

q = Presión dinámica (Kg/m2)

v = velocidad del viento (Km/h) (Ver Anexo 42)

Nota: En ningún caso se tomará presiones dinámicas menores de q =

15 Kg/m2.

Además se necesita las siguientes fórmulas:

201

Luego:

V = 45 Km/h

Cp = 1,90

Cr = 1

Calculando “q”:

Como es menor que el valor de 15 Kg/m2, entonces se tomará este

último valor.

Luego calculando el “At”:

202

Área Cabezal Toriesférico = Dext (hcabezal + t) = 1,324 x (0,253 + 0,006)

= 0,34 m2

Área Fondo Toriesférico = Dext (hfondo + t) = 1,324 x (0,260 + 0,008) =

0,35 m2

Entonces:

Finalmente:

Además tenemos que:

L = 2,457 m

LC = 1,50 m

b = Dext = 1,324 m

h = 2,7285 m

203

En el punto “B”

RVAY x 1,324 = 112,29 x 2,7285

RVAY = 231,41 Kg

En el punto “A”

RVBY x 1,324 = 112,29 x 2,7285

RVBY = 231,41 Kg

Suma de fuerzas horizontales = RVAX + RVBX = 112,29 Kg

RVAX = 56,15 Kg

RVBX = 56,15 Kg

6.7.2 Cálculo de Carga de Sismo

Se considera que los efectos del sismo serán soportados por dos

piernas, según se muestra en la figura siguiente:

204

Figura 6.7. Reacciones para Carga de Sismo.

Tenemos los siguientes parámetros:

V = FS = Carga originada por sismo (Kg)

hS = Altura a la línea de acción de H (m); donde hS = 2/3L + LC

205

RSAX, RSBX = Reacciones horizontales debidas al sismo en las

columnas A y B (Kg)

RSAY, RSBY = Reacciones verticales debidas al sismo en las columnas

A y B (Kg)

b = Distancia entre columnas, en este caso b = Dext (m).

Z = Factor de zonificación sísmica (Ver Anexo 44)

U = Factor de uso e importancia (Ver Anexo 45)

C1 = Coeficiente Sísmico (Ver Anexo 46)

P = Peso del recipiente en condiciones en operación (Kg)

Datos:

Z = 0,4

U = 1,5

C1 = 0,9

P = 4 890 Kg

Utilizamos la fórmula de la carga sísmica:

Finalmente:

206

Además tenemos que:

L = 2,457 m

LC = 1,50 m

b = Dext = 1,324 m

hS = 3,138 m

2/3L = 1,638 m

En el punto “B”

RSAY x 1,324 = 2 646 x 3,138

RSAY = 6 258,46 Kg

En el punto “A”

RSBY x 1,324 = 2640,60 x 3,138

RVBY = 6 258,46 Kg

Suma de fuerzas horizontales = RSAX + RSBX = 2 640,6 Kg

RVAX = 1 320,30 Kg

RVBX = 1 320,30 Kg

207

6.7.3 Análisis de Cargas

Conocidas las condiciones de carga, tanto las normales de operación o

prueba, como las condiciones accidentales (Viento ó Sismo), se hace

una combinación de las mismas, tomando las más desfavorables, ya

sea de viento o de sismo y de operación o prueba.

Figura 6.8. Resumen de reacciones de acuerdo a las condiciones

de operación.

208

Tenemos:

PC = Carga Axial de las columnas (Kg)

n = Número de columnas

6.8 Selección del perfil de las columnas

Para la selección del perfil analizaremos la columna “A”:

Figura 6.9. Analizamos la columna A.

Para PC = 1 225 + 6 258,46 = 7 483,46 Kg

Seleccionamos un perfil: W4” x 13#. (Anexo 47)

209

Material: SA-36

σy = 2 549 Kg/cm2

E = 2,10 x 106 Kg/cm2

L = longitud de la columna sin arriostrar = 1,50 m

d = 101,60 mm

b = 101,60 mm

tw = 7,11 mm

tf = 8,76 mm

ry = 25,40 mm

rx = 43,69 mm

Iy-y = 160,67 cm4

Ix-x = 14,36 cm4

Ap = 24,71 cm4

210

Figura 6.10. Perfil de columna.

Para hallar la longitud efectiva de la columna se debe ver las condiciones de

sujeción.

Tabla 6.1. Condiciones de Sujeción.

CONDICIONES DE SUJECIÓN N= coeficiente para

multiplicar por Pcrit del

caso fundamental

Le = Long.

efectiva

Ambos extremos empotrados 4 0,50 L

Un extremo empotrado y el otro

articulado

2 0,70 L

Ambos extremos articulados 1 L

Un extremo empotrado y el otro libre 0,25 2 L

211

Luego:

Le = 2L = 2 x 1,50 = 3 m = 3 000 mm

Reemplazando valores tenemos que:

CC = 127,52

Para Le/r < CC, el AISC especifica la fórmula parabólica:

Donde el Factor de seguridad, FS, está dado por:

Reemplazando datos tenemos:

FS = 2,11

212

Luego hallamos σC:

σC = 689,88 Kg/cm2

σC = Esfuerzo de compresión (Kg/cm2)

PC = Carga Axial (Kg)

Ap = Área de las sección transversal del perfil (cm4)

6.9 Cálculo de la placa de apoyo de columnas

Las planchas de apoyo para columnas tienen por objeto repartir la carga de la

columna en un área suficiente de apoyo sobre el concreto armado para prevenir

el aplastamiento del mismo; así mismo sirve para anclar la columna mediante

pernos.

Figura 6.11

213

El diseño de la placa envuelve varias consideraciones:

El área de la plancha de base depende de la resistencia del concreto

El espesor de la plancha es controlado por la resistencia en flexión de la

misma. Cuando las dimensiones de la plancha B y N son relativamente

grandes con relación a las dimensiones exteriores del perfil b y d, existe el

enfoque tradicional de diseñar la plancha con voladizos m y n

uniformemente cargados.

El AISC-LRFD establece para el concreto, en su sección D-J9 que:

φC Pp ≥ Pu

Si el área del apoyo de concreto está cubierta completamente por la

plancha:

Pp = 0,85 f’CA1

Si el área de la plancha A1 es menor que la superficie de concreto sobre la

que descansa, A2, que sea geométricamente similar y concéntricamente

cargada:

Pp = 0,85 f’CA1

214

Donde:

φC = 0,60 para el concreto.

f’C = Resistencia del concreto = 210 Kg/cm2

Pp = Resistencia nominal del concreto contra el aplastamiento de la

plancha.

A1 = Área de la plancha

A2 = Área del pedestal o zapata

a) Determinación de la carga Pu:

Pu = PC = 7 483,46 kg

b) Determinación de la plancha de apoyo:

Hallamos A1:

Tomaremos como valores para B y N:

B = 200 mm

N = 200 mm

A2 = 400 cm2

215

c) Determinar si el área es adecuada:

Tenemos que:

φC Pp ≥ Pu

Reemplazando los datos en la siguiente fórmula:

Pp = 0,85 f’CA1

Pp = 0,85 x 210 x 61,87

Pp =28 080,72 kg

Luego:

Pu ≤ 0,60 x 28 080,72 = 16 817,23 Kg … OK

Por lo tanto:

b = 4” = 10,16 cm

d = 4” = 10,16 cm

0,95d = 9,65 cm

n = (B - 0,80b) /2 = (20 – 0,80 x 10,16)/2 = 5,94 cm

m = (N – 0,95d)/2 = (20 – 0,95 x 10,16)/2 = 5,17 cm

216

d) Cálculo del espesor de la plancha:

Para hallar el espesor de la plancha base se debe seleccionar el mayor

valor de m ó n, el cual controlará el espesor “t” de la plancha.

Parámetros:

φb = 0,90

Fy = 2 530 Kg/cm2

Por lo tanto:

Finalmente utilizaremos plancha de 9 mm.

6.10 Cálculo de los Pernos de Anclaje

Para el tipo de Perno de anclaje se recomienda siempre que sea de Acero A36

ó A307 y cuyo detalle se da en la figura 6.12, se debe cumplir con los siguientes

requerimientos, para que sean confiables:

217

Figura 6.12. Distribución de perno de anclaje.

Concreto con resistencia f’C ≥ 210 Kg/cm2.

La distancia entre los mismos no deben ser menor a 15d, para evitar la

interferencia entre los conos de arrancamiento de los pernos de anclaje en

tracción.

La distancia al borde cercano de la cimentación (m), perpendicular a la

dirección del corte, cuando se emplean llaves de corte, será mayor a 12d.

Para no recortar el cono de arrancamiento que se opone a la fuerza de

tracción del perno, la distancia al borde más cercano de la cimentación, no

será menor a 5d ni 10 cm.

Si se cumple con todo lo anterior, la longitud de anclaje del perno puede

ser: Ld = 12d

Tenemos:

Pu = 7 483,46 / 4 = 1 870,87 Kg

Usando 04 pernos de 3/8” – A307

Diámetro del perno = 0,9 cm

L m

bord

e

Hu

Perno

218

Debe verificarse el estado límite por Fluencia:

φRn = 0,90 x 0,9 x 2530 = 2 049,30 kg

φRn = 2049,30 kg > 1 556,52 kg … OK

Debe verificarse el estado límite por fractura en la zona roscada:

φRn = 0,75 x 0,75 x 0,9 x 4080 = 2 065,50 kg

φRn = 2 065,50 … OK

Distancia entre pernos: 15 x 0,9 = 13,50 cm

Longitud del perno: 12 x 0,9 = 10,80 cm

Por lo tanto las distancias entre pernos será de 140 mm x 140 mm y la longitud

del perno será de 150 mm.

6.11 Carga crítica

Sólo para soportar los cálculos realizados, realizamos el cálculo de la carga

crítica de la columna por medio de la ecuación de Euler, tenemos que:

Pcr = Carga Crítica (Kg)

219

CAPITULO VII

COSTOS

7.1 Costo de Fabricación del Recipiente a Presión

Los costos de fabricación se han realizado por la división de los costos del

tanque inoxidable, del enchaquetado de acero al carbono, eje inoxidable,

rodetes y accesorios para el tanque vertical a presión. Cada uno de los

elementos del tanque se han estimado en dólares americanos.

223

CONCLUSIONES

Al finalizar el desarrollo del estudio se ha arribado a las siguientes conclusiones:

1. En el cálculo estructural del tanque, los espesores de plancha en las zonas donde

la presión exterior es la atmosférica están determinados básicamente por la

influencia de la presión interna, las zonas expuestas a presiones exteriores el

espesor de plancha la determina la presión externa.

2. Este proyecto sirve como base para realizar otros estudios para diferentes temas

de tesis para tanques verticales a presión, es decir, como un manual para los

diferentes proyectos que se desean realizarse.

3. En la parte inferior del tanque, es decir, en el fondo toriesférico, es la zona donde

más presión ejercerá, por lo que los cálculos para hallar la presión de operación se

realizó con la presión hidrostática que ejerce el tanque adicionando un margen de

seguridad (30 PSI), para asegurar la presión de trabajo y no tenga problemas en la

operación del tanque.

4. En la parte del fondo toriesférico también es la zona crítica debido al cambio de

radio de curvatura y en la junta entre este fondo y la parte cilíndrica; es allí donde

se produce el máximo esfuerzo y con ello la posibilidad de colapso de material por

inestabilidad elástica, es por eso que se ha calculado una plancha de 8 mm de

espesor.

5. El diseño del sistema de agitación, se ha realizado a parámetros de producción del

Biodiesel, es decir, viscosidad y velocidad angular que se necesita para su mezcla;

además para el dimensionamiento del rodete, se ha determinado por el número de

224

potencia, el cual es un número adicional que está en función del número de

Reynolds y la forma del impulsor.

6. En el diseño del sistema térmico, se realizó el cálculo con el sistema de

enchaquetado, el cual está en función del área de transferencia transversal de la

parte cilíndrica y del fondo toriesférico. Por ello el sistema de calentamiento para el

diseño es favorable debido a que su calentamiento es de aproximadamente 20

minutos, lo que es favorable para realizar una producción más rápida debido a que

se necesita entre 45 minutos a 1 hora para calentar la mezcla, y esto es favorable

para la producción.

225

RECOMENDACIONES

Se tiene las siguientes recomendaciones:

1. Debido a que la producción del Biodiesel es un proceso delicado y cuidadoso, esto

es por los elementos químicos que se usan y las reacciones que producen, se

tiene que realizar la selección apropiada de materiales, tanto planchas de acero

inoxidable como la soldadura para dicho proceso, teniendo buenos cordones de

soldadura para su ensamblaje.

2. Se recomienda utilizar planchas de 1500 mm x 3000 mm, para el bombeado del

cabezal y del fondo toriesférico, esto evita un número alto de cordón de soldadura.

3. Los materiales que se usarán para la fabricación de este tanque, tendrá que tener

certificados de calidad, para una mayor garantía del trabajo que se realizará.

4. Para el proceso de fabricación del tanque se utilizará el proceso de soldadura

GTAW, con electrodo ER308 de 3 mm.

5. Después de realizar el proceso de soldeo es necesario realizar una inspección

radiográfica al 100% a los cordones de soldadura.

6. Después del conformado, rolado y soldeo se recomienda realizar un tratamiento

térmico de recocido, para minimizar los esfuerzos residuales.

7. El tanque se recomienda anclar en una base de concreto de sección cuadrada,

con una cimentación de concreto de f’c = 210 Kg/cm2.

8. Se realizará prueba hidrostática entre un valor de 1,33 a 1,5 veces su presión de

operación que esto equivale a una presión entre 5,20 a 6 Kg/cm2 (74,10 PSI a

85,50 PSI).

226

BIBIOGRAFIA

1. American Society of Mechanical Engineering, Boiler and Pressure Vessel Code an

International Code VIII Division 1 – Edición 2002.

2. American Society of Mechanical Engineering, ASME B16.5-1996Pipe Flanges and

Flaged Fittings - Edición 1998.

3. American Society of Mechanical Engineering, ASME B31.3-2004 Process Piping -

Edición 2002.

4. Operaciones Unitarias en Ingeniería Química. Cuarta Edición. Mc Cabe – Edición

1991.

5. Proceso de Transporte y Operaciones Unitarias. Tercera Edición. C. J. Geankoplis

– Edición 1998.

6. Diseño de Elementos de Máquinas I. Segunda Edición. Fortunato Alva Dávila.

Primera Edición 2002.

7. Diseño de Elementos de Máquinas II. Segunda Edición. Fortunato Alva Dávila.

Edición 2002.

8. Diseño de Elementos de Máquinas. Cuarta Edición. V. M. Faires.

9. ASME Boiler and Pressure Vessel Code an International Code II Part D. Edición

2003.

10. Diseño en ingeniería Mecánica. Tercera Edición. Joseph Edward Shigley.

11. Manual de Recipientes a Presión Diseño y Cálculo. Eugene F. Megyesy. Primera

Edición 1989.

12. Diseño y Cálculo de Recipiente a Presión. Ing. Juan Manuel León Estrada. Edición

2001.

227

13. Procesos de Transferencia de Calor. Trigésima Primera Reimpresión. Donald Q.

Kern – Edición 1999.

14. Fundamentos de Transferencia de Calor. Frank P. Incropera y David P. De Witt.

Cuarta Edición.

15. Opciones para la Producción y uso del Biodiesel en el Perú. Paula Castro, Javier

Coello, Liliana Castillo. Primera Edición 2007.

16. Biodiesel Production Technology. J. Van Gerpen, B. Shanks and R. Pruszko.

Edición 2004.

17. Biocarburantes líquidos: Biodiesel y bioetanol. Juan Manuel García Camús y José

Ángel Garda Laborda. Edición 2006.

18. Manual del Ingeniero Mecánico. Marks. Tercera Edición.

19. Manual del Ingeniero Químico. Perry. Sexta Edición.

20. Diseño Estructural en Acero. Luis F. Zapata Baglietto. Segunda Edición 2002.

21. Resistencia de Materiales. Andrew Pytel y Ferdinand L. Singer. Cuarta Edición

1994.

22. Catálogo de Motorreductores, Sumitomo Drive Technologies, Cyclo 6000.

23. Catálogo de acoplamientos Elásticos Tipo A. Gummi.

24. Chemical Engineering Design Volume 6. Coulson & Richardson’s. Fourth Edition

2005.

25. Notas sobre la norma de diseño sismoresistente NTE-030. Carlos Zavala.

DISEÑO DE UN RECIPIENTE A PRESIÓN CON UN SISTEMA DE AGITACIÓN PARA EL PROCESAMIENTO DE BIODIESEL...

Documents

Transcript of DISEÑO DE UN RECIPIENTE A PRESIÓN CON UN SISTEMA DE AGITACIÓN PARA EL PROCESAMIENTO DE BIODIESEL...