Diseño de una planta de producción de metanol de 365000 …

Diseño de una planta de producción de metanol de 365000 Tn/año

Titulación: I.T.I. Química Industrial Intensificación: Ingeniería Ambiental

Alumno/a: Yolanda Vivancos Segura Director/a/s: Carlos Godínez Seoane

Cartagena, 23 de Septiembre de 2009

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ÍNDICE

1. MEMORIA DESCRIPTIVA……………………………………………………………………………………...………………….5 1.1. ANTECEDENTES………………………………………………………………………………………………...……………5 1.1.1. BIOMETANOL…………………………………………………………………………………………………...….5 1.1.2. METANOL………………………………………………………………………………………………...................5 1.2. OBJETO DEL PROYECTO……………………………………………………………………...…………….......................11 1.3. TITULAR DE LA INDUSTRIA………………………………………………………………………………………………12 1.4. CLASE Y NÚMERO DE LA INDUSTRIA SEGÚN C.N.A.E……………………………………………………………….12 1.5. EMPLAZAMIENTO DE LA INDUSTRIA………………………………………………………………………..................12 1.6. NORMATIVA Y LEGISLACIÓN APLICABLE…………………………………………………………………………….12 1.7. TERRENOS Y EDIFICACIONES…………………………………………………………………...……………………….14 1.8. PROCESO INDUSTRIAL……………………………………………………………………………………...……………..15 1.9. MAQUINARIA E INSTALACIONES…………………………………………………………………………………...…...16 1.10. PRODUCTOS UTILIZADOS……………………………………………………………………………………..................16 1.11. PRODUCTOS OBTENIDOS……………………………………………………………………………………………...…16 1.12. SEGURIDAD………………………………………………………………………………………………………………...17 2. CÁLCULOS JUSTIFICATIVOS………………………………………………………………………………………...................22 2.1. COMPRESORES C – 100 Y C – 101 ………………………………………………………………………………………...22 2.1.1. RELACIÓN COMPRESIÓN…………………………………………………………………………….................22 2.1.2. DIMENSIONAMIENTO DE IMPULSOR Y CARCASA…………………………………………………………24 2.1.3. CÁLCULOS………………………………………………………………………………………………………...24 2.1.4. SELECCIÓN DE SELLOS PARA EL ÁRBOL DE COMPRESORES CENTRÍFUGOS…………………...........25 2.1.5. HOJAS DE ESPECIFICACIONES……………………………………………………………………………........27 2.2. REFRIGERADOR E – 100 …………………………………………………….......................................................................32 2.2.1. CÁLCULOS DEL INTERCAMBIADOR E – 100....................................................................................................32 2.2.2. HOJA ESPECIFICACIONES....................................................................................................................................34 2.3. REFRIGERADOR E – 101........................................................................................................................................................36 2.3.1. CONDICIONES ENTRADA Y SALIDA..................................................................................................................36 2.3.2. TIPO DE INTERCAMBIADOR................................................................................................................................36 2.3.3. SELECCIÓN DEL FLUIDO REFRIGERANTE.......................................................................................................36 2.3.4. DISTRIBUCIÓN DE LOS FLUIDOS.......................................................................................................................36 2.3.5. PROCESO GENERAL DE DISEÑO.........................................................................................................................37 2.3.6. RESULTADOS..........................................................................................................................................................38 2.3.7. HOJA DE ESPECIFICACIONES..............................................................................................................................39 2.4. REACTOR R – 100....................................................................................................................................................................41 2.4.1. SELECCIÓN DEL TIPO DE REACTOR..................................................................................................................42 2.4.2. CINÉTICA..................................................................................................................................................................43 2.4.3. ITERACIONES MÉTODO DE EULER....................................................................................................................45 2.4.4. DIMENSIONADO.....................................................................................................................................................46 2.4.5. ESPESOR...................................................................................................................................................................46 2.4.6. HOJA DE ESPECIFICACIONES..............................................................................................................................47 2.5. REFRIGERADOR E – 300........................................................................................................................................................48 2.5.1. ELECCIÓN DEL FLUIDO REFRIGERANTE.........................................................................................................49 2.5.2. DISTRIBUCIÓN DE FLUIDOS Y TIPO DE INTERCAMBIADOR.......................................................................49 2.5.3. PROCESO GENERAL DE DISEÑO.........................................................................................................................51 2.5.4. GEOMETRÍA DEL INTERCAMBIADOR...............................................................................................................53 2.5.5. ESPESOR...................................................................................................................................................................55 2.5.6. HOJA DE ESPECIFICACIONES..............................................................................................................................56 2.6. FLASH V – 100..........................................................................................................................................................................57 2.6.1. CONSIDERACIONES DE DISEÑO.........................................................................................................................59 2.6.2. HOJA DE ESPECIFICACIONES..............................................................................................................................62 2.7. COMPRESOR C – 200..............................................................................................................................................................62 2.7.1. RELACIÓN DE COMPRESIÓN...............................................................................................................................62 2.7.2. ELECCIÓN DEL COMPRESOR...............................................................................................................................63 2.7.3. CÁLCULO DE LA EFICACIA.................................................................................................................................64 2.7.4. MODELO DE COMPRESIÓN..................................................................................................................................64 2.7.5. DIMENSIONAMIENTO DEL IMPULSOR..............................................................................................................65 2.7.6. HOJA DE ESPECIFICACIONES..............................................................................................................................67 2.8. REFRIGERADOR E – 200........................................................................................................................................................69 2.8.1. CONDICIONES DE ENTRADA Y SALIDA...........................................................................................................69 2.8.2. TIPO DE INTERCAMBIADOR................................................................................................................................69 2.8.3. SELECCIÓN DEL FLUIDO REFRIGERANTE.......................................................................................................69 2.8.4. DISTRIBUCIÓN DE LOS FLUIDOS.......................................................................................................................69 2.8.5. PROCESO GENERAL DE DISEÑO.........................................................................................................................69 2.8.6. RESULTADOS..........................................................................................................................................................70 2.8.7. HOJA DE ESPECIFICACIONES..............................................................................................................................71 2.9. COLUMNA DESTILACIÓN T – 100.......................................................................................................................................72 2.9.1. DISEÑO BÁSICO......................................................................................................................................................73 2.9.2. DISEÑO HIDRODINÁMICO....................................................................................................................................76 2.9.3. DISEÑO DE LOS DISPOSITIVOS QUE CONFORMAN LA COLUMNA DE PLATOS.....................................80 2.9.4. DISEÑO MECÁNICO...............................................................................................................................................81 2.9.5. HOJA DE ESPECIFICACIONES..............................................................................................................................87

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2.10. REHERVIDOR E – 500...........................................................................................................................................................88 2.10.1. SELECCIÓN DEL FLUIDO TÉRMICO.................................................................................................................90 2.10.2. DISTRIBUCIÓN DE FLUIDOS Y TIPO DE INTERCAMBIADOR.....................................................................91 2.10.3. ASIGNACIÓN DE LOS PARÁMETROS GEOMÉTRICOS.................................................................................93 2.10.4. EVALUACIÓN DEL DISEÑO................................................................................................................................94 2.10.5. HIJA DE ESPECIFICACIONES..............................................................................................................................95 2.11. CONDENSADOR E – 400......................................................................................................................................................96 2.11.1. SELECCIÓN DEL MEDIO REFRIGERANTE.......................................................................................................98 2.11.2. DISTRIBUCIÓN DE FLUIDOS Y TIPO DE INTERCAMBIADOR.....................................................................98 2.11.3. ASIGNACIÓN DE LOS PARÁMETROS GEOMÉTRICOS...............................................................................101 2.11.4. EVALUACIÓN DEL DISEÑO..............................................................................................................................102 2.11.5. HOJA DE ESPECIFICACIONES..........................................................................................................................103 2.12. COLUMNA DESTILACIÓN T – 100...................................................................................................................................104 2.12.1. DISEÑO DE LA COLUMNA................................................................................................................................104 2.12.2. HIDRÁULICA DE PLATOS.................................................................................................................................107 2.12.3. DISEÑO MECÁNICO DE LA COLUMNA..........................................................................................................119 2.12.3.1. PARTE DESCRIPTIVA..................................................................................................................................119 2.12.4. HOJA DE ESPECIFICACIONES..........................................................................................................................123 2.13. REHERVIDOR E – 700.........................................................................................................................................................125 2.13.1. ESTIMACIÓN DEL ÁREA REQUERIDA...........................................................................................................126 2.13.2. TIPO DE VAPORIZADOR....................................................................................................................................127 2.13.3. CONFIGURACIÓN GEOMÉTRICA....................................................................................................................129 2.13.4. CÁLCULO DEL CALOR DISPONIBLE..............................................................................................................131 2.13.5. EVALUACIÓN DEL DISEÑO..............................................................................................................................133 2.13.6. HOJA DE ESPECIFICACIONES..........................................................................................................................134 2.14. CONDENSADOR E – 600....................................................................................................................................................135 2.14.1. CÁLCULO DE LA CARGA TÉRMICA...............................................................................................................136 2.14.2. TIPO DE CONDENSADOR..................................................................................................................................137 2.14.3. CONFIGURACIÓN GEOMÉTRICA....................................................................................................................139 2.14.4. COEFICIENTE GLOBAL DE TRANSMISIÓN DE CALOR..............................................................................141 2.14.5. EVALUACIÓN DEL DISEÑO..............................................................................................................................143 2.14.6. HOJA DE ESPECIFICACIONES..........................................................................................................................145 3. PRESUPUESTO...............................................................................................................................................................................147 3.1. PRESUPUESTOS PARCILES CON PRECIOS UNITARIOS...............................................................................................147 3.1.1. COMPRESOR C – 100.............................................................................................................................................148 3.1.2. COMPRESOR C – 101.............................................................................................................................................149 3.1.3. REFRIGERADOR E – 100......................................................................................................................................149 3.1.4. REFRIGERADOR E – 101......................................................................................................................................150 3.1.5. REACTOR R – 100..................................................................................................................................................150 3.1.6. REFRIGERADOR E – 300......................................................................................................................................151 3.1.7. FLASH V – 100........................................................................................................................................................152 3.1.8. COMPRESOR C – 200.............................................................................................................................................152 3.1.9. REFRIGERADOR E – 200......................................................................................................................................152 3.1.10. COLUMNA DESTILACIÓN T – 100...................................................................................................................153 3.1.11. REHERVIDOR E – 500.........................................................................................................................................154 3.1.12. CONDENSADOR E – 400.....................................................................................................................................154 3.1.13. COLUMNA DESTILACIÓN T – 200...................................................................................................................155 3.1.14. REHERVIDOR E – 700.........................................................................................................................................155 3.1.15. CONDENSADOR E – 600.....................................................................................................................................156 3.2. PRESUPUESTO TOTAL........................................................................................................................................................157 4. PLANOS...........................................................................................................................................................................................159 4.1. SITUACIÓN GEOGRÁFICA..................................................................................................................................................159 4.2. EMPLAZAMIENTO................................................................................................................................................................160 4.3. DIAGRAMA DE FLUJO.........................................................................................................................................................161 4.4. DISTRIBUCIÓN EN PLANTA...............................................................................................................................................162 4.5. P & I.........................................................................................................................................................................................163 5. ANEXOS.........................................................................................................................................................................................164 ANEXO I........................................................................................................................................................................................165 ANEXO II......................................................................................................................................................................................166 ANEXO III………………………………………………………………………………………………………………………..168 ANEXO IV………………………………………………………………………………………………………………………..169 ANEXO V……………………………………………………………………………………………………………………...…176 ANEXO VI………………………………………………………………………………………………………………………..184 ANEXO VII……………………………………………………………………………………………………………………….186 ANEXO VIII……………………………………………………………………………………………………………………...188 ANEXO IX………………………………………………………………………………………………………………………..194

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1. MEMORIA DESCRIPTIVA.

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1. MEMORIA DESCRIPTIVA. Este proyecto consiste en la construcción de una planta de fabricación de metanol que tiene diversas aplicaciones como disolvente, anticongelante, materia prima para la fabricación de formaldehído y una de sus aplicaciones más reciente es como biocombustible. 1.1. ANTECEDENTES. 1.1.1. BIOMETANOL.

El biometanol es un combustible que se obtiene a través de la gasificación de cualquier

materia orgánica que contenga carbón, hidrógeno y oxígeno, lo que incluye los residuos

y la basura, también se puede utilizar como materia prima residuos forestales,

subproductos de la fabricación de papel, azúcares e incluso CO2. Esto hace que sea un

biocombustible importante ya que en su fabricación se pueden utilizar diversas alimentaciones.

Este tipo de combustibles es muy necesario ya que reduciría las emisiones de CO2 a la

atmósfera, que son las causantes del efecto invernadero, a la vez que disminuiría la dependencia de los productos derivados del petróleo.

Las ventajas del biometanol son que puede ser utilizado en los actuales motores de

combustión interna obligando solo a adaptaciones menores de estos, puede ser

fácilmente mezclado en proporciones variables con los combustibles actualmente

utilizados, puede ser transportado, almacenado y distribuido utilizando básicamente la infraestructura actualmente en uso y puede utilizarse en pilas de combustible.

1.1.2. METANOL. CARACTERÍSITICAS GENERALES.

El metanol, también llamado alcohol metílico, es el más sencillo de los alcoholes. Su

fórmula química es CH3OH.

La estructura química del metanol es muy similar a la del agua, con la diferencia de que

el ángulo del enlace C-O-H en el metanol (108.9°) es un poco mayor que en el agua (104.5°), porque el grupo metilo es mucho mayor que un átomo de hidrógeno.

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Metanol

Agua

En condiciones normales es un líquido incoloro, de escasa viscosidad y de olor y sabor

frutal penetrante, miscible en agua y con la mayoría de los disolventes orgánicos, muy tóxico e inflamable. El olor es detectable a partir de los 2 ppm.

Es considerado como un producto petroquímico básico, a partir del cual se obtienen varios productos secundarios.

Las propiedades más relevantes del metanol, en condiciones normales de presión y temperatura, se listan en la siguiente tabla:

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Tabla 1.1. Propiedades del metanol en condiciones normales de presión y temperatura.

Nombre (IUPAC) sistemático

Metanol General

Otros nombres Carbinol; Alcohol metílico; Alcohol de madera. Fórmula semidesarrollada

CH3-OH

Fórmula molecular CH4O Identificadores

Número CAS 67-56-1 Número RTECS PC1400000

Propiedades físicas

Estado de agregación Líquido Apariencia Incoloro Densidad 791,8 kg/m3; 0.7918 g/cm3 Masa 32.04 u Punto de fusión 176 K (-97,16 °C) Punto de ebullición 337.8 K (64.7 °C) Punto de descomposición

-273,15 °C

Temperatura crítica -273,15 °C Viscosidad 0.59 mPa·s a 20 °C.

Propiedades químicas

Acidez (pKa) ~ 15.5 Solubilidad en agua totalmente miscible. Momento dipolar 1.69 D

Peligrosidad

Punto de inflamabilidad

285 K (12 °C)

Temperatura de autoignición

658 K (385 °C)

Número RTECS PC1400000 Riesgos

Ingestión Puede producir ceguera,sordera y muerte

Inhalación Por evaporación de esta sustancia a 20 °C, puede alcanzarse bastante rápidamente una concentración nociva en el aire.

Piel Puede producir dermatitis. Ojos Irritación.

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De los puntos de ebullición y de fusión se deduce que el metanol es un líquido volátil a temperatura y presión atmosféricas. Esto es destacable ya que tiene un peso molecular similar al del etano (30 g/mol), y éste es un gas en condiciones normales. El metanol y el agua tienen propiedades semejantes debido a que ambos tienen grupos hidroxilo que pueden formar puente de hidrógeno. El metanol forma puente de hidrógeno con el agua y por lo tanto es miscible (soluble en todas las proporciones) en este disolvente. Igualmente el metanol es muy buen disolvente de sustancias polares, pudiéndose disolver sustancias iónicas como el cloruro de sodio en cantidades apreciables. De igual manera que el protón del hidroxilo del agua, el protón del hidroxilo del metanol es débilmente ácido. Se puede afirmar que la acidez del metanol es equivalente a la del agua. Una reacción característica del alcohol metílico es la formación de metóxido de sodio cuando se lo combina con este. APLICACIONES. El metanol tiene una gran variedad de aplicaciones industriales. Su uso más frecuente es como materia prima para la producción de metil terc-butil éter (MTBE), que es un aditivo para gasolina. También se usa en la producción de formaldehído, ácido acético, cloro metanos, metacrilato de metilo, metilaminas, dimetil tereftalato y como disolvente o anticongelante en pinturas en aerosol, pinturas de pared, limpiadores para carburadores, y compuestos para limpiar parabrisas de automóviles.

El metanol es un sustituto potencial del petróleo. Se puede usar directamente como combustible reemplazando la gasolina en las mezclas gasolina-diesel. El metanol tiene mayor potencial de uso respecto a otros combustibles convencionales debido a que con esta sustancia se forma menor cantidad de ozono, menores emisiones de contaminantes,

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particularmente benceno e hidrocarburos aromáticos poli cíclicos y compuestos sulfurados; además presenta bajas emisiones de vapor. Por otra parte, la posibilidad de mayores emisiones de formaldehído, su elevada toxicidad y, en el momento, la baja rentabilidad, favorecen el uso de combustibles convencionales. Para motores de gasolina, el metanol puro (llamado combustible M100) o mezclas de 3, 15 y 85% de metanol con productos del petróleo convencionales (M3, M15, M85) son las más comunes. En motores diesel el metanol no se puede usar de forma exclusiva debido a su bajo octanaje que no permite una apropiada ignición. Por lo tanto, el metanol se inyecta dentro del cilindro después de la ignición del diesel convencional. El metanol se usa en sistemas de refrigeración, por ejemplo en plantas de etileno, y como anticongelante en circuitos de calentamiento y enfriamiento. Sin embargo, su uso como anticongelante en motores ha disminuido drásticamente gracias al uso de productos derivados del glicol. El metanol se adiciona al gas natural en las estaciones de bombeo de las tuberías para prevenir la formación de hidratos de gas a bajas temperaturas y se puede reciclar después de que se separa del agua. El metanol también se usa como un agente de absorción en depuradores de gas para remover, por ejemplo, dióxido de carbono y sulfuro de hidrogeno. Una gran cantidad de metanol se usa como disolvente. El metanol puro no se usa comúnmente como disolvente, pero se incluye en mezclas disolventes. El metanol también se usa en la denitrificación de aguas de desecho, en la aplicación de tratamientos para aguas residuales, como sustrato en la producción de fermentación de proteína animal, como hidrato inhibidor en el gas natural, y en la metanólisis de tereftalato de polietileno de desechos plásticos reciclados. PRODUCCIÓN Y DEMANDA. El metanol ocupa el puesto 20 en el ranking de productos químicos más fabricados con una producción mundial anual de 34.4 MM Tn/año (2005). La fuente de metanol importante más antigua (alcohol de madera) es la destilación seca de madera a 350°C, que fue empleada de 1830 a 1930 aproximadamente. En los países en los cuales la madera es abundante y los productos de madera constituyen una industria muy importante, el metanol aún se obtiene por medio de este procedimiento. Sin embargo, el metanol obtenido de la madera contiene más contaminantes, principalmente acetona, ácido acético y alcohol alílico, que el metanol de grado químico actualmente disponible. La moderna producción industrial a escala de metanol está basada exclusivamente en la conversión catalítica de gases de síntesis presurizados (hidrogeno, monóxido y dióxido de carbono) en presencia de catalizadores metálicos heterogéneos. Todos los materiales carbonáceos como coque, gas natural, petróleo y fracciones obtenidas del petróleo (asfalto, gasolina, compuestos gaseosos) se pueden emplear como materias primas para la producción de gases de síntesis. La presión de síntesis requerida depende de la actividad del catalizador metálico empleado, los catalizadores de cobre, óxido de zinc y alúmina son los más efectivos en las plantas industriales de metanol. Estos catalizadores permiten la síntesis del producto

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con una alta selectividad, la mayoría de las veces por encima del 99%, referida a la adición de COx. Las siguientes impurezas son importantes en la producción de metanol a gran escala: 1. Formación de alcoholes pesados obtenidos a partir de catalizadores con trazas de álcali. 2. Hidrocarburos obtenidos usando catalizadores con contenido de hierro, cobalto y níquel, de acuerdo al proceso de Fischer-Tropsch. 3. Ésteres. 4. Dimetil éter. 5. Cetonas. Debido a que el metanol es el producto principal, las reacciones en las que se obtienen subproductos se controlan cinéticamente. Además de la composición del gas de alimentación y de las características del catalizador, la temperatura y el tiempo de residencia del catalizador son determinantes en la formación de subproductos, un incremento en estos parámetros eleva la proporción de subproductos. Por convención, los procesos están clasificados de acuerdo a la presión utilizada: procesos a bajas presiones, 50-100 atmósferas; procesos a presiones moderadas, 100-200 atmósferas; y procesos a altas presiones, 200-350 atmósferas. Los procesos a altas presiones emplean catalizadores de óxido de zinc y cromo, pero debido a los costos del manejo de altas presiones no es económicamente viable. Debido a esto fue necesario desarrollar una tecnología a bajas presiones, la cual utiliza catalizadores que contienen óxidos de cobre y zinc usando además aditivos estabilizadores que proporcionan una selectividad mayor obteniéndose así una pureza superior al 99.5% reduciendo drásticamente la formación de subproductos e inclusive eliminándolos del todo. Esta tecnología es la más ampliamente utilizada a nivel mundial y la que he utilizado en el presente proyecto. Casi todo el metanol producido en países industrializados como Estados Unidos se obtiene a partir de gas natural. Una pequeña cantidad de metanol se obtiene como subproducto de la oxidación de butano en la producción de ácido acético y de la destilación destructiva de madera para la producción de carbón vegetal. La composición de metanol obtenido directamente de la síntesis sin purificación o purificación parcial varía de acuerdo a la síntesis (pe., presión, catalizador). Las principales impurezas incluyen un 5-20% (en volumen) de agua, alcoholes más grandes (etanol principalmente), formiato de metilo y esteres mayores, y pequeñas cantidades de éteres y aldehídos. El metanol es purificado por destilación, la complejidad requerida depende de la pureza deseada en el metanol y de la pureza del metanol crudo.

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Tabla 1.2. Producción actual de metanol en europa.

1.2. OBJETO DEL PROYECTO.

A petición de TRIOXÁN se redacta el siguiente cuyo objeto es el desarrollo de la

Ingeniería Básica de una planta para la fabricación de 365000 Tn/año de metanol grado A utilizando gas de síntesis como materia prima.

El proyecto lo llevará a cabo la empresa INNOVA para lo que contará con sus mejores ingenieros.

EUROPA País Compañía Localización Proceso Capacidad

M MT Alimentación Construcción

Alemania

BASF Ludwigshafen BASF/Lurgi 480 Gas 1978 DEA Wesseling Lurgi 450 Residuos 1980 Leunawerke Leuna Lurgi 660 Residuos 1978 BP Gelsenkirchen Lurgi 260 Residuos 1969 Schwarze Pumpe

100

Subtotal 1950 Holanda BioMCN Delfzijl ICI 980 GN 1980 Noruega Statoil ICI 910 GN 1997 Rumanía Viromet Victoria Lurgi 180 GN 1980

Creova Craiova Lurgi 250 GN 1980 Rusia

Tomsk ICI 825 GN 1980 Gubakha ICI 1000 GN 1980 Togliatti Axot Rio Volga 300 Togliatti Axot 500 Angarsk Petchems

Sureste Liberia

150

Novomoskovsk Azot

Este Liberia 200

Novocherkassk Plant

Sur Rusia 150

Nevinnomyssk Azot

Sur Rusia 150

Akron Norte Rusia 150 State VAR 100 Var

Subtotal 3525 Eslovenia PETROL 150

Lindava 160 Sutotal 310

TOTAL 8105

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1.3. TITULAR DE LA INDUSTRIA.

El titular de la industria que se proyecta es TRIOXÁN con domicilio social en el Paseo de la Castellana 273 C.P. 28046 Madrid (España).

1.4. CLASE Y NÚMERO DE LA INDUSTRIA SEGÚN C.N.A.E.

La industria proyectada se incluye dentro del apartado DG-24 del listado de la CNAE correspondiente a la industria química y, más específicamente, se le asigna el número 2414 de fabricación de productos básicos de química orgánica.

1.5. EMPLAZAMIENTO DE LA INDUSTRIAL.

El emplazamiento de la industria tiene lugar en la parcela B5 del polígono de Los Camachos, Calle Bronce, CP:30369, Cartagena, Murcia (España).

1.6. NORMATIVA Y LEGISLACIÓN APLICABLE.

• REAL DECRETO 825/1993 de 28 de mayo, que determina Medidas Laborables de Seguridad Social en Industrias.

• REAL DECRETO 697/1995 de 28 de abril, que desarrolla el Reglamento de Registro de Establecimientos Industriales.

• REAL DECRETO 2200/1995 de 28 de diciembre, por el que se aprueba el Reglamento de la infraestructura para la calidad y la seguridad industrial.

• REAL DECRETO 314/2006 de 17 de marzo, por el que se aprueba el Código Técnico de la Edificación (Parte I).

• ORDEN de 7 de marzo de 1982, por la que se modifica el artículo 65 del Reglamento de Aparatos Elevadores para obras (motores), así como la ITC MIE-AEM sobre normas de Seguridad para Construcción e Instalación de Ascensores Electromecánicos.

• LEY 31/95 de 8 de noviembre, de prevención de riesgos laborales (incluye las modificaciones realizadas por la LEY/54/03 de reforma del marco normativo de la prevención de riesgos laborales).

• REAL DECRETO 485/97 de 14 de abril, sobre disposiciones mínimas en materia de señalización de seguridad y salud en el trabajo.

• REAL DECRETO 47/2007 de 19 de enero, por el que se aprueba el Procedimiento básico para la certificación de eficiencia energética de edificios de nueva construcción.

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• REAL DECRETO 842/2002 de 2 de agosto, por el que se aprueba el Reglamento Electrotécnico de Baja Tensión.

• REAL DECRETO 1110/2007 de 24 de agosto, por el que se aprueba el Reglamento unificado de puntos de medida del sistema eléctrico.

• Resolución de 14 de febrero de 1980: Diámetros y espesores mínimos de tubos de cobre para instalaciones interiores de suministro de agua.

• REAL DECRETO 919/2006 de 20 de julio, por el que se aprueba el Reglamento técnico de distribución y utilización de combustibles gaseosos y sus instrucciones técnicas complementarias ICG 01 a 11.

• REAL DECRETO 1425/1998, de 3 de julio de 1998, por el que se modifica el Reglamento sobre clasificación, envasado y etiquetado de preparados peligrosos, aprobado por el Real Decreto 1078/1993, de 2 de julio.

• REAL DECRETO 1042/1997, de 27 de junio, por el que se modifica el Real Decreto 2207/94, de 16 de noviembre, por el que se aprueba la lista de sustancias permitidas para la fabricación de materiales y objetos plásticos destinados a entrar en contacto con los alimentos y se regulan determinadas condiciones de ensayo.

• LEY 34/2007 de 15 de noviembre, de calidad del aire y protección de la atmósfera.

• LEY 1/95, de protección del medio ambiente.

• LEY 37/2003 de 17 de noviembre, de control del nivel de Ruido.

• LEY 10/1998 de 21 de abril, de control de Residuos industriales.

• REAL DECRETO 60/2005 de 21 de enero, por el que se modifica el REAL DECRETO 1866/2004 de 6 de septiembre, por el que se aprueba el Plan Nacional de Asignación de Derechos de Emisión, 2005-2007.

• REAL DECRETO 379/2001 de 6 de abril, por el que se aprueba el Reglamento de Almacenamiento de Productos Químicos y sus Instrucciones Técnicas Complementarias MIE-APQ-1, MIE-APQ-2, MIE-APQ-3, MIE-APQ-4, MIE-APQ-5, MIE-APQ-6, MIE-APQ-7.

• ORDEN de 16 de abril de 1998 sobre normas de procedimiento y desarrollo del REAL DECRETO 1942/1993 de 5 de noviembre, por el que se aprueba el Reglamento de Instalaciones de Protección contra Incendios y se revisa el Anexo I y los Apéndices del mismo.

• REAL DECRETO 2267/2004 de 3 de diciembre, por el que se aprueba el Reglamento de seguridad contra incendios en los establecimientos industriales.

• Orden de 10 de marzo de 1998, por la que se modifica la Instrucción Técnica Complementaria MIE-AP-5 del Reglamento de Aparatos a Presión sobre extintores de incendios.

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• Orden de 11 de octubre de 1988, por la que se aprueba la Instrucción Técnica Complementaria MIE-AP-13 del Reglamento de Aparatos a Presión sobre intercambiadores de calor de placas.

• LEY del Suelo de la Comunidad Autónoma de Murcia.

• Plan General de Ordenamiento Urbano.

1.7. TERRENOS Y EDIFICACIONES.

La instalación se encuentra ubicada en una parcela de 2800 m2 (70 x 40 m) de superficie

útil que está anexa a una planta de reformado de gas natural que proporciona el gas de síntesis.

Como recoge la Red Natura 2000, dicha zona queda excluida de ser una ZEPA o un LIC. Además, con la aplicación de la Ley del Suelo de la Comunidad Autónoma de Murcia, se permite la implantación de la planta en dicho lugar. Ateniéndose al Plan General de Ordenamiento Urbano (PGOU), se concede la libertad para dar uso industrial al citado emplazamiento, previa elaboración de la Evaluación de Impacto Ambiental Correspondiente.

1.8. PROCESO INDUSTRIAL.

El proceso industrial de la instalación proyectada tiene como fin la obtención de 365000

Tn/año de metanol grado A tomando como alimentación gas de síntesis procedente de

una unidad de reformado con vapor que se le ajusta la proporción CO/H2 con un exceso

de hidrógeno para desplazar el equilibrio de producción de metanol. Dicha alimentación

se produce a 530 K y 20 atm, obteniéndose el producto en dos corrientes una a 2 atm 356 K y otra a 2 atm y 363 K.

15

Figura 1.1. Diagrama de flujo del proceso.

1.9. MAQUINARIA E INSTALACIONES.

Esta planta de producción de metanol constará de un condensador C-100 encargado de

elevar la presión desde 20 atm a 60 atm aumentando también la temperatura hasta 738

K, un intercambiador E-100 que disminuye la temperatura hasta 500 K, otro

condensador C-101 que eleva la presión hasta 100 atm que es lo necesario para que se

produzca la reacción y también se aumenta la temperatura hasta 585 K y posteriormente

se vuelve a bajar hasta 523 K en el intercambiador E-101. Con estas condiciones ya

puede entrar en el reactor R-100 donde se produce la reacción para la producción del

metanol, en el reactor se aumenta la temperatura hasta 738 K y posteriormente se

disminuye en el intercambiador E-300 hasta 345 K. Las siguientes unidades son de

separación y purificación del metanol ya que ahora lo tenemos mezclado con diversos

subproductos. En el flash, unidad V-100, se produce la separación de la mayor cantidad

posible de metanol que se va por el fondo y lo demás sale por la cabeza y se vuelve a

recircular pasando primero por un condensador C-200 que hace que la presión aumente

de 80 atm a 100 atm y la temperatura de 298 K a 317 K, para alcanzar las condiciones

de entrada en el reactor se coloca un intercambiador E-200 para aumentar la

temperatura hasta 523 K. Los productos de cola del flash pasan a una columna T-100,

que llevará incorporado un rehervidor E-500 y un condensador E-400, donde se produce

la primera destilación eliminándose por cabeza el monóxido de carbono, el hidrógeno,

el metano, el dióxido de carbono, el etano y casi toda la acetona; los productos de cola

de esta columna pasan a otra T-200, que llevará a su vez otro rehervidor E-700 y un condensador E-600, donde se separa el metanol del etanol y del agua.

1.10. PRODUCTOS UTILIZADOS.

La alimentación utilizada, como ya se ha especificado, será el gas de síntesis procedente

de una unidad de reformado con vapor que se le ajusta la proporción CO/H2 con un

exceso de hidrógeno para desplazar el equilibrio de producción de metanol. La corriente procedente de la unidad de reformado tiene la siguiente composición:

COMPONENTE %MOLAR CO 15

Hidrógeno 73

Metano 9

CO2 3

16

Tabla 1.3. Composición de la alimentación.

1.11. PRODUCTOS OBTENIDOS.

El producto que queremos conseguir es metanol grado A, pero la conversión es pequeña, del 40%. Tenemos tres corrientes de salida cuya composición es la siguiente:

• Corriente 18: purga del flash con cabeza de columna de destilación T-100.

Componente Fracción molar Monóxido de carbono 0,106972

Hidrógeno 0,7427283

Metanol 0,0020202

Metano 0,110838

Dióxido de carbono 0,0371675

Agua 4,71586·10-6

Etano 0,0001424

Dimetil éter 6,3346·10-5

Etanol 7,7350·10-7

Acetona 6,27156·10-5

Tabla 1.4. Composición corriente 18

• Corriente 22: corriente que sale por la cabeza de la columna T-200.

Componente Fracción molar Monóxido de carbono 0

Hidrógeno 0

Metanol 0,9890105

Metano 0

Dióxido de carbono 0

Agua 0,01072225

Etano 0

Dimetil éter 3,538854·10-17

Etanol 0,0002593996

Acetona 7,82681·10-6

Tabla 1.5. Composición corriente 22.

17

• Corriente 21:corriente que sale por la cola de la columna T-200.

Componente Fracción molar Monóxido de carbono 0

Hidrógeno 0

Metanol 0,5634586

Metano 0

Dióxido de carbono 0

Agua 0,4018137

Etano 0

Dimetil éter 0

Etanol 0,03472772

Acetona 4,563002·10-11

Tabla 1.6. Composición corriente 21.

1.12. SEGURIDAD.

En cuanto a la seguridad, además de elaborar el Estudio básico de Seguridad, el Estudio de Seguridad e Higiene y el Plan de Seguridad se procede a la especificación de determinadas características del producto a tener en cuenta a la hora de la seguridad de la planta. PROCEDIMIENTOS Y PRECAUCIONES RELATIVOS A LA MANIPULACIÓN Y AL ALMACENAMIENTO DEL METANOL.

Al ser considerado como inflamable de primera categoría, las condiciones de almacenamiento y transporte deberán ser extremas.

Está prohibido el transporte de alcohol metílico sin contar con los recipientes

especialmente diseñados para ello. La cantidad máxima de almacenamiento de metanol en el lugar de trabajo es de 200 litros.

Las áreas donde se produce manipulación y almacenamiento de metanol deberán estar

correctamente ventiladas para evitar la acumulación de vapores. Además el suelo será

impermeable, con la pendiente adecuada y con canales de escurrimiento. Si la

iluminación es artificial deberá ser antiexplosiva, prefiriéndose la iluminación natural.

Así mismo, los materiales que componen las estanterías y artefactos similares deberán ser antichispa.

18

Las distancias entre el almacén y la vía pública será de tres metros para 1000 litros de

metanol, aumentando un metro por cada 1000 litros más de metanol. La distancia entre dos almacenes similares deberá ser el doble de la anterior.

Con respecto a la manipulación se debe evitar el contacto con los ojos, y la piel. Evitar respirar los vapores. Utilizar herramientas de toma-muestras de material antideflagrante. Poner a tierra las líneas, recipientes, y otros equipos utilizados durante los trasvases de producto a fin de evitar la formación de cargas estáticas y el peligro subsiguiente de generación de chispas.

MEDIDAS QUE DEBEN TOMARSE EN CASO DE VERTIDO ACCIDENTAL.

Precauciones individuales: Durante todas las operaciones utilizarse guantes de goma y gafas de seguridad, por la posibilidad de incendio también se debe llevar chaqueta impermeable, botas y casco con pantalla protectora. Precauciones para la protección del medio ambiente: Si se puede hacer sin riesgo, obturar la fuga. Impedir que el líquido derramado alcance alcantarilladlo, cursos de agua, vegetación y etc. Métodos de limpieza: Substancia absorbente inerte (arena).

MEDIDAS DE LUCHA CONTRA INCENDIOS.

Medios de extinción adecuados: Agua, CO2, Espuma, Polvo químico seco. Medios de extinción que no deben utilizarse: El agua pulverizada se puede utilizar pero se recomienda no utilizar agua a presión debido a que este sistema tiende a extender el líquido inflamado y por consiguiente a extender el fuego. El medio más adecuado para incendios de vertidos importantes o de tanques de almacenamiento es la espuma de tipo “Alcohol”. Riesgos particulares derivados de la exposición a la sustancia o a sus productos de combustión: En caso de incendio en un lugar cerrado es necesario utilizar aparatos de respiración autónoma que también deben estar disponibles en caso de incendio en una zona exterior. Equipo de protección especial para lucha contra incendios: El personal de la lucha contra incendios debe llevar quipo de protección normal: chaqueta impermeable botas, guantes y casco con pantalla protectora.

RIESGOS PARA EL HOMBRE.

Ingestión: Tos, dolor de cabeza, sopor, espasmos abdominales, diarrea, pudiendo llevar a ataques de furia, antes de llegar al coma. Es la forma más grave de intoxicación, debido a que el metanol tiene efectos acumulativos y es eliminado muy lentamente por el organismo. Puede afectar al hígado y causar polineuritis o neuritis retrobulbares.

19

Inhalación: Irritación de la nariz, y tracto respiratorio. Tienes efectos anestésicos y afectos al sistema nervioso central incluyendo excitación y euforia. Contacto con piel: Un contacto repetido y prolongado puede causar irritación moderada, enrojecimiento, escozor, dermatitis inflamatoria, y posible infección secundaria. Contacto con los ojos: Puede causar irritación severa, enrojecimiento, lagrimeo, visión borrosa y conjuntivitis. Primeros auxilios. Ingestión: La ingestión de metanol significa un serio problema para la vida, y requiere atención médica inmediata. Sólo si la persona que ha ingerido metanol está consciente provocar el vomito. Inhalación: Llevar a la persona afectada de la zona contaminada a una zona libre de vapores. Debido a la aparición de efectos retardados para la salud es imprescindible obtener atención médica. Si la inhalación ha sido muy intensiva puede ser necesario aplicar respiración artificial y oxígeno antes de poner al afectado bajo atención médica. Contacto la piel: Quitar la ropa contaminada y lavar la piel con agua y jabón. Contacto con los ojos: Lavar con abundante agua y obtener atención médica. CONTROLES DE EXPOSICIÓN. Valores límite de exposición Exposición aguda: La sustancia irrita los ojos, la piel y el tracto respiratorio. La sustancia puede causar efectos en el sistema nervioso central, dando lugar a una pérdida del conocimiento. La exposición por ingestión puede producir ceguera y sordera. Los efectos pueden aparecer de forma no inmediata. Se recomienda vigilancia médica. Exposición crítica: El contacto prolongado o repetido con la piel puede producir dermatitis. La sustancia puede afectar al sistema nervioso central, dando lugar a dolores de cabeza persistentes y alteraciones de la visión. Protección respiratoria: Sistemas de ventilación adecuados si la concentración de metanol en el lugar de trabajo alcanza el valor de TLV. Utilizar máscara de protección con filtro adecuado para el metanol. Protección de las manos: Guantes de goma. Protección de los ojos: Gafas de Seguridad. Protección cutánea: Utilizar ropa de trabajo completa.

RIESGOS PARA EL MEDIOAMBIENTE.

En la BRD está clasificado como WGK1 de sustancias contaminantes de acuíferos.

22

2. CÁLCULOS JUSTIFICATIVOS .

23

2. CÁLCULOS JUSTIFICATIVOS.

2.1. COMPRESORES C-100 y C-101.

Características del proceso T. entrada (ºC) P. entrada (bar) P. salida (bar) 257 20 100

2.1.1. RELACIÓN DE COMPRESIÓN. Partimos de una aspiración a 20 atmosferas y tenemos que elevar esa presión hasta los 100 bares. El primer paso es averiguar la relación de compresión y ver el número de compresores que necesitaremos para elevar esa presión.

Al ser la relación mayor que 4 hay que poner al menos, 2 compresores, para esto usamos la siguiente fórmula:

lo que nos da una N=2

Con esta N=2 determinamos la relación de compresión de los compresores.

Y ahora podemos determinar la Presión intermedia entre etapas (Pi)

Lo que nos da una presión de descarga para el primer compresor de 45 atm. Y 100 del segundo. Al ser un compresor centrífugo trabajamos con una compresión isoentrópica. En la figura obtenemos la eficiencia (13,78 m3/s). ηs = 0.74

24

Fig. 2.1. Cálculo de la eficiencia en compresor centrífugo.

CHEMCAD nos facilita el trabajo al calcular por nosotros varios datos como son la potencia, el trabajo, temperatura de salida, etc. En la ventana de dialogo del compresor introducimos el tipo de compresión; en este caso, al ser un compresor centrifugo utilizaremos una compresión politrópica. También introducimos la presión de descarga y la eficiencia, y el programa hace el resto. Esto se puede apreciar en la figura siguiente:

Fig. 2.2. Cuadro de diálogo de CHEMCAD.

Los datos obtenidos se muestran a continuación en la siguiente tabla:

25

T. salida (ºC) 450.8 Trabajo ideal (MJ) 90219 Trabajo real (MJ) 126668 Potencia generada (kW) 35191.10 Pérdidas sellos (3%) 1055.73 Potencia real 36246.83

Tabla 2.1. Datos generados por CHEMCAD.

CHEMCAD nos calcula la potencia generada, pero necesitamos la potencia real, que es la suma de la potencia generada más la de las pérdidas de los sellos; estás pérdidas están en torno al 3% de la potencia generada. 2.1.2 DIMENSIONAMIENTO DE IMPULSOR Y CARCASA: A partir de nuestro caudal que es de 29019.5 ft3/min podemos seleccionar el tamaño nominal del impulsor de la tabla siguiente.

Tamaño nominal

Límites de flujo (ft3/min)

Coeficiente de carga*,

promedio, µ

Diámetro nominal

impulsor, D, (In)

1 800 a 2000 0,48 14 a 16 2 1500 a 7000 0,49 a 0,50 17 a 19 3 4000 a 12000 0,50 a 0,51 21 a 22 4 6000 a 17000 0,51 a 0,52 24 5 8000 a 35000 0,51 a 0,52 32 6 35000 a 65000 0,53 42 a 45 7 65000 a 100000 0,54 54 a 60

*Con base en impulsores con álabes de inclinación inversa; los de álabes radiales tienen valores más altos.

El tamaño nominal es 5, con unos límites de flujo entre 8000 a 35000 ft3/min., con µ=0.51 de coeficiente de carga y Diámetro nominal del impulsor D=32 in. 2.1.3. CÁLCULOS: Tenemos que calcular el trabajo de compresión politrópica, ya que es necesario para calcular el número de etapas que tendrá el compresor.

La potencia son 96243305748,5507 lb·ft/h y el caudal másico es 418519.0938 lb/h (datos CHEMCAD), lo que nos da un trabajo de compresión politrópica de 229961.565 ft. El número de etapas es:

26

13.2251.0810

2.32565.22996122

=⋅

⋅=⋅⋅=µU

gWpNet

Lo que nos da un número de 23 etapas. Para calcular la velocidad de rotación del eje usamos la expresión:

Siendo U=810 ft/s. y D=32 in.

Usaremos motores de 1800 rpm con engranajes para aumentar la velocidad. La regulación de la capacidad del compresor será con aspas de guía de admisión (la más eficiente).

2.1.4. SELECCIÓN DE SELLOS PARA EL ÁRBOL DE COMPRESONRES CENTRÍFUGOS. Optaremos por cierres dobles de película de aceite, ya que el hidrógeno es un gas muy inflamable y debemos evitar las fugas de producto al exterior. El cierre está compuesto por dos caras, una interna que está en contacto con el producto, y otra externa que está en contacto con la atmósfera. Entre las dos caras tenemos un líquido barrera (aceite multigrado térmico).

27

Figura 2.3. Diagrama de botellón al cierre.

El aceite multigrado circula entre los dos cierres; un aumento en el nivel del botellón indica una fuga en el cierre interno, o lo que es lo mismo, una fuga del producto que estamos comprimiendo. Por el contrario, la pérdida de aceite en el botellón nos indicaría el mal funcionamiento del cierre externo, con la consiguiente pérdida de aceite al exterior. De esta manera nos aseguramos que no haya fugas de gas a la atmósfera. El botellón está conectado por su parte superior a un depósito de sucios, donde descargan todas las seguridades de la unidad. En la siguiente tabla se muestran los datos de cada uno de los compresores:

K-100 K-101 T. entrada (ºC) 257 227 T. salida (ºC) 450,8 384,24 P. entrada (bar) 20 45 P. salida (bar) 45 100 Eficiencia (%) 74 74 Trabajo ideal (MJ) 90.219 84.693,30 Trabajo real (MJ) 126.668 118.938 Potencia generada (kW) 35.191,10 33.038,20 Pérdidas sellos (3%) 1.055,73 991,146

28

Potencia real (kW) 36.246,83 34.029,35

Límites de flujo (ft 3/min) 8.000 a 35.000 8.000 a 35.000 Coeficiente de carga ( µ) 0,51 0,51 Diámetro nominal (in) 32 32 Compresión politrópica (ft) 229.961,57 215.893,11 Número de etapas 23 21 Velocidad de rotación del eje (rpm)

5.796,56 5.796,56

Tabla 2.3. Datos de diseño de K-100 y K-101.

2.1.5. HOJAS ESPECIFICACIONES.

Compresor C-100.

29

APLICABLE PARA: PETICION OFERTA PEDIDO COMO CONSTRUIDO

ITEM

LOCALIDAD N° DE COMPRESOR REQUERIDOS

SERVICIO TAMAÑO Y TIPO

FABRICANTE MODELO N° DE SERIE

NOTAS: INFOR. FACILITADA POR: COMPRADOR FABRICANTE FABRICANTE O COMPRADOR

Tipo de gas (ver tambien pagina …..)

m3/h (1.013 bar & 0 °C seco)

Caudal masico, Kg/h (humedo) (seco)

CONDICIONES ASPIRACIÓN:

Presión (Bar abs)

Temperatura (°C)

Humedad relativa %

Peso molecular (kg/kmol)

Cp/Cv (K1) ó (Kpromedio)

Compresibilidad (Z1) ó (Zpromedio) (Nota 1)

Caudal de entrada, (m3/h) (Humedo / seco)

CONDICIONES DESCARGA:

Presión (Bar abs)

Temperatura (°C)

Cp/Cv (K1) ó (Kpromedio) (Nota 1)


Potencia politrópica de compression, kW

Potencia absorbida por el tren de compresión, kW

Potencia requerida (incluidas pérdidas mecánicas), kW

Velocidad (rpm)

Turndown %

Caudal de bombeo estimado, m3/h (A vel. indicada arriba)

Altura politropica (N-m/Kg)

Rendimiento politrópico (%)

Punto de garantía

N° de curva de prestaciones

CONTROL DE PROCESO:

Método: Estrangulación asp. Entrada Variable Velocidad variable Venteo en Bypass refriger.

Desde (bar abs) por alabes guia Desde (%) la impulsión De

Hasta (bar abs) Hasta (%) a A

Señal: Fuente:

Tipo: Electronica Neumatica Otras

Rango mA (bar g)

Alcance sistema anti-bombeo: Controlador Lógica Válvula Especificación válvula Elementos primarios

NOTAS:

1

2

3A

prob

.: 4 Cartagena 1

5

C D

Compresión de gas de carga Centrifugo

C.L

.F.V

. 6 Siemens STC-SH

7

8 CONDICIONES DE OPERACIÓN

504.307,07

E

E.L

.L.

11Mezcla de

hidrocarburos

12

Rev

is.: 9 (Todos los datos son por cada maquina)

NormalOtras Condiciones

10 A B

Rea

liz: 14

15

13 189.837,10

18 256,85

17 20

20 8,34

19 ----

504.307,07

RE

V.:

01 22 1,0079

23

21 1,34687

FE

CH

A:

JUN

IO-0

4

16

24

HD

-K-0

201

-01

.xls

25

26 45

29 1,0147

32

28 1,34687

27 450,74

31 35.191,10

30 25.060,80

34 5.796,56

33 36.246,83

HO

JA D

E D

AT

OS

37

FIC

HE

RO

N°

35

36 504.307,07

38 74

DIR

EC

CIO

N T

EC

NIC

A -

MÁ

QU

INA

S

44

45

47

48

51

52

40 ----

39 ----

46

41

42

43

53

54 1. Si se facilita el analisis del gas, el fabricant e debe suministrar los datos. En cualquier otro cas o,55 éstos serán suministrados por el usuario.

56

Transmisor de presión y Temperatura

49

50 4 -1 2 3 - 15

57

58

59

CONTRATISTA

62 0 Compresor de carga K-100 SEP. 09 P.M.G.L. C.G.SI.R.M., S.A.

METANOL

61APROBADO C.G.S.

REALIZADO P.M.G.L.

FICHERO PLANO

60

APROB. V° B° CLIENTE R.P.G.

PROYECTO

64 Planta de Metanol

DIR

EC

CIO

N D

E IN

GE

NIE

RIA

63REV. DESCRIPCIÓN FECHA REAL.

NOMBRE ANEXO / TITULO DEL PLANO

E PFC-K-100 1 0

HOJA DE DATOS DE COMPRESSORES CENTRIFUGOS Y AXIALES N° HD-K-0201.01 Hoja 1 de 2

CLIENTE / COMPLEJO

TRIOXÁN S.A. Paseo de la Castellana 273, C.P. 28.046 Madrid/ Poligono de los Camachos, parcela B5

HOJA DE DATOS DE 426 - K -100 ANEXO ESP. N° DE PLANO HOJA REV.

30

Analisis del Gas:

Mol %

Aire

Oxigeno

Nitrogeno

Vapor de agua

Monoxido Carbono

Dioxido Carbono

Sulfuro Hidrogeno

Hidrogeno

Metano

Etileno

Etano

Propileno

Propano

I-Butano

n-Butano

I-Pentano

n-Pentano

Hexano plus

Agentes corrosivos

Total

Peso molecular (Promedio)

CARCASA: IMPULSORES:

Modelo N° Diametros

Carcasa partida N° álabes por impulsor

Material Tipo (abierto, cerrado, ...)

Espesor (mm) Sobreesp. Corr. (mm) Método fabricación

Máxima presion admisible (barg)

Presión de prueba: Hidrostática (barg) Material

Helio (barg) Límite elástico mínimo, MPa

Máxima temperatura admisible °C Dureza brinnel: Máx. Mi n.

Mínima temperatura de operación °C Anchura extremo ál abes, mm

Máxima temperatura de operación °C N° Mach max @ oido impulsor

Caudal max. de carcasa (m3/h) Max. altura diferencial @ 100% vel. (KJ/Kg)

Tarado valvula de alivio (Barg)

Ensayos en soldaduras inaccessibles

NOTAS:

C D EA

prob

.:

4 PM

A.O

.R. 1 CONDICIONES DE OPERACIÓN (Continuación)

2Normal

Otras CondicionesObservaciones:

3 A B

5 28,966 ----

C.L

.F.V

. 6 32,000 ----

7 28,016 ----

8 18,016 ----

10 44,010 3

9 28,010 15

Rev

is.:

13 16,042 9

12 2,016 73

11 34,076 ----

Rea

liz: 14 28,052 ----

15 30,068 ----

E.L

.L.

17 44,094 ----

16 42,078 ----

18 58,120 ----

19 58,120 ----

20 72,146 ----

RE

V.:

01 22 ----

FE

CH

A:

JUN

IO-0

4

21 72,146 ----

23 ----

24

HD

-K-0

201

-01

.xls

25

27

28 STC-SH 23 32"

26

31 7 10 Mecanizados y soldados

32 51,75

29 Si, radialmente 14

30 Acero al carbono Cerrado

HO

JA D

E D

AT

OS

37 470 0.65

38 550.000

FIC

HE

RO

N° 33 55 Acero aleado

34 55

35 517,5

39

40 51,75

41

36

REV.

E PFC-K-100

70

Se montará un filtro permanente desmontable en la a spiración de cada etapa, con manómetro diferencial.

50

51

47

48

49

44

45

46

42

43

2

NOMBRE ANEXO / TITULO DEL PLANO CLIENTE / COMPLEJO


0


DIR

EC

CIO

N T

EC

NIC

A -

MÁ

QU

INA

S

HOJA DE DATOS DE 426 - K -100 ANEXO ESP. N° DE PLANO HOJA

Compresor C-101.

31


ITEM






m3/h (1.013 bar & 0 °C seco)Caudal masico, Kg/h (humedo) (seco)


Presión (Bar abs)

Temperatura (°C)

Humedad relativa %






Presión (Bar abs)

Temperatura (°C)






Velocidad (rpm)

Turndown %

Caudal de bombeo estimado, m3/h (A vel. indicada arriba)Altura politropica (N-m/Kg)


Punto de garantía


CONTROL DE PROCESO:




Señal: Fuente:


Rango mA (bar g)

Alcance sistema anti-bombeo: Controlador Lógica Válvula Especificación válvula Elementos primarios

NOTAS:

1

2

3A

prob

.: 4 Cartagena 1

5

C D

Compresión de gas de carga Centrifugo

C.L

.F.V

. 6 Siemens STC-SH

7


504.307,07

E

E.L

.L.

11Mezcla de

hidrocarburos

12

Rev

is.: 9 (Todos los datos son por cada maquina)

NormalOtras Condiciones

10 A B

Rea

liz: 14

15

13 189.837,10

18 227

17 45

20 8,34

19 ----

504.307,07

RE

V.:

01 22 1,0183

23

21 1,35744

FE

CH

A: J

UN

IO-0

4

16

24

HD

-K-0

201

-01

.xls

25

26 100

29 1,0353

32

28 1,35744

27 384,24

31 33.038,20

30 23.525,90

34 5.796,56

33 34.029,35

HO

JA D

E D

AT

OS

37

FIC

HE

RO

N°

35

36 504.307,07

38 74

DIR

EC

CIO

N T

EC

NIC

A -

MÁ

QU

INA

S

44

45

47

48

51

52

40 ----

39 ----

46

41

42

43

53

54 1. Si se facilita el analisis del gas, el fabricant e debe suministrar los datos. En cualquier otro cas o,55 éstos serán suministrados por el usuario.

56


49

50 4 -1 2 3 - 9

57

58

59

CONTRATISTA

62 0 Compresor de carga K-100 SEP. 09 P.M.G.L. C.G.SI.R.M., S.A.

METANOL

61APROBADO C.G.S.

REALIZADO P.M.G.L.

FICHERO PLANO

60

DIR

EC

CIO

N D

E IN

GE

NIE

RIA

63REV. DESCRIPCIÓN FECHA REAL.

NOMBRE ANEXO / TITULO DEL PLANO

E


CLIENTE / COMPLEJO


HOJA DE DATOS DE 426 - K -101 ANEXO ESP. N° DE PLANO HOJA REV.

APROB. V° B° CLIENTE R.P.G.

PROYECTO

64 Planta de Metanol

PFC-K-101 1 0

32

Analisis del Gas:

Mol %

Aire

Oxigeno

Nitrogeno

Vapor de agua

Monoxido Carbono

Dioxido Carbono

Sulfuro Hidrogeno

Hidrogeno

Metano

Etileno

Etano

Propileno

Propano

I-Butano

n-Butano

I-Pentano

n-Pentano

Hexano plus

Agentes corrosivos

Total


CARCASA: IMPULSORES:

Modelo N° Diametros

Carcasa partida N° álabes por impulsor

Material Tipo (abierto, cerrado, ...)

Espesor (mm) Sobreesp. Corr. (mm) Método fabricación

Máxima presion admisible (barg)

Presión de prueba: Hidrostática (barg) Material

Helio (barg) Límite elástico mínimo, MPa

Máxima temperatura admisible °C Dureza brinnel: Máx. Mi n.

Mínima temperatura de operación °C Anchura extremo ál abes, mm

Máxima temperatura de operación °C N° Mach max @ oido impulsor

Caudal max. de carcasa (m3/h) Max. altura diferencial @ 100% vel. (KJ/Kg)



NOTAS:

C D EA

prob

.:

4 PM

A.O

.R. 1 CONDICIONES DE OPERACIÓN (Continuación)

2Normal


3 A B

5 28,966 ----

C.L

.F.V

. 6 32,000 ----

7 28,016 ----

8 18,016 ----

10 44,010 3

9 28,010 15

Rev

is.:

13 16,042 9

12 2,016 73

11 34,076 ----

Rea

liz: 14 28,052 ----

15 30,068 ----

E.L

.L.

17 44,094 ----

16 42,078 ----

18 58,120 ----

19 58,120 ----

20 72,146 ----

RE

V.:

01 22 ----

FE

CH

A: J

UN

IO-0

4

21 72,146 ----

23 ----

24

HD

-K-0

201

-01.

xls

25

27

28 STC-SH 21 32"

26

31 7 10 Mecanizados y soldados

32 115

29 Si, radialmente 14

30 Acero al carbono Cerrado

36 70

HO

JA D

E D

AT

OS

37 400 0.8

38 550.000

FIC

HE

RO

N° 33 125 Acero aleado

34 125

35 450

DIR

EC

CIO

N T

EC

NIC

A -

MÁ

QU

INA

S

44

45

46

39

40 115

41

47

48

49

42 Se montará un filtro permanente desmontable en la a spiración de cada etapa, con manómetro 43 diferencial.

50

51



HOJA DE DATOS DE 426 - K -101


ANEXO ESP. N° DE PLANO HOJA REV.

E PFC-K-101 2 0

33

2.2. REFRIGERADOR E-100

2.2.1. CALCULO DEL INTERCAMBIADOR E-100

En la práctica, CHEMCAD nos ahorra muchísimo trabajo del explicado antes. El programa se encarga de realizar todos los cálculos, ahorrándonos gran cantidad de tiempo. Primeramente debemos introducir las temperaturas de las dos corrientes, la que circula por carcasa y por tubos. El agua, al tener un factor de ensuciamiento mayor que nuestra mezcla de gases, circulará por tubos, los cuales tienen mayor facilidad para limpiarse que la carcasa. Las características de las corrientes son:

Carcasa Tubos Entrada Salida Entrada Salida Temperatura (K) 723,88 500 296 313 Presión (atm) 45 45 4 ---

Tabla 2.4. Datos iniciales.

Al ser la del agua una corriente nueva, debemos decirle a CHEMCAD sus características más relevantes.

34

Una vez hecho esto, CHEMCAD nos calcula las composiciones de la corriente por tubos y carcasa.

Además nos proporciona la curva calorífica del intercambiador:

Como se puede apreciar en la gráfica la temperatura de la carga desciende desde los 723 K hasta los 500 K que le habíamos indicado al comienzo. La temperatura del agua apenas si sufre variación aumentando solo 17 ºC. Después de esto entramos en las especificaciones generales, en las que tenemos que elegir la clase TEMA, en este caso TEMA R y las tres partes que componen el intercambiador que son, el cabezal estacionario (TEMA A), la carcasa (TEMA E) y el cabezal de retorno (TEMA L).

35

Hay más tipos, pero estos son los que mejor se adaptan a nuestras necesidades. A partir de aquí CHEMCAD nos va pidiendo datos para completar el diseño del equipo, aunque lo recomendable es dejarlo como está ya que luego podremos modificar cualquiera de esos datos dependiendo del resultado obtenido. Los límites están impuestos por las bases de diseño explicadas anteriormente. Los mayores problemas se tuvieron a la hora de disminuir la velocidad de paso del agua por los tubos, teniendo que aumentar el diámetro de estos a 1” y el número de pasos a uno. Los datos del intercambiador se incluyen en la hoja de especificaciones del mismo. 2.2.2. HOJA ESPECIFICACIONES.

36

PROYECTO

Planta de Metanol



N° HD-E-0100.01


E PFC-E-100 1 0DIR

EC

CIO

N D

E I

NG

EN

IER

IA

REV. DESCRIPCIÓN FECHA REAL. APROB.

HOJA DE DATOS DE 426 - E -100

HOJA DE DATOS DE INTERCAMBIADOR DE CALOR DE CARCASA Y TUBOS

C.G.S

DIR

EC

CIO

N T

EC

NIC

A -

CA

LDE

RE

RIA

Y C

ALO

R

V° B° CLIENTE A.P.G.

53

54

55

56

50

CONTRATISTA

0 Enfriador de carga E-100 01/09/2009 P.M.G.L. C.G.S Europea

APROBADO

FICHERO PLANO

METANOL

REALIZADO P.M.G.L.

Códigos aplicables: ----

51 NOTAS:

52

57

58

49 Fondo Carcasa: ---- Cabezal Flotante: ----48 Distribuidor / Placa Tubular: ---- Carcasa / Placa Tubular: ----

Junta de expansión: No47 Tipo de Juntas Metal sólido (carcasa) y fibra mineral (tubos)

0,863/1,23045 Bandeja Longitudinal: ---- Tipo de cierre: ----44 Distancia entre bandejas: 0 Espacio entrada/salida:

46 Unión de Tubos a Placa Tubular: Soldada

Tipo: Simple Flujo: ---- Corte (% Area): 25%43 Placas Deflectoras: Segmentadas Número: 042 Cabezal Flotante: Tipo A Placa de Impacto: ----41 Placa Tubular Fija: ---- Placa Tubular Flotante: Extraible

39 Carcasa: Tipo E ID: 2 m. Cabezal de la Carcasa: Desmontable1" BWG: 14 Longitud: 1,15 Pitch:Tubos:

----

HO

JA D

E D

AT

OS

37 ρV2 entrada / salida kg/m.s2 2,2676/3,2717 13.285,54/13.216,1638

36 Intermedias inch ----

40 Distribuidor: Tipo L Tapa del Distribuidor: Desmontable

ConexionesTamaño y rating

Entrada inch 10

Bare N°: 5.000 OD:

1

FIC

HE

RO

N° 33 Sobreespesor de Corrosión mm 10 10

34

32 N° de pasos 1

1035 Salida inch 10 10

5,75

31 Temperatura de Diseño °C 470 55

30 Presión de Diseño kg/cm2 49,5

(°C)

28 CONSTRUCCIÓN DE UNA CARCASA

29 Lado Carcasa Lado Tubos

27 Coef. de transmisión de calor Servicio: 320,32 Limpio: 368,89 (kcal/h.m2.°C)

kg/cm2 4,5/2,03 0,4/0,55

HD

-E-0

100

.01-

01.x

ls

25 Resistencia ensuciamiento (min) h.m2.°C/kcal 0,00013

RE

V.:

01

24 Pérdida de Carga (Adm./Cal.)

0,00183

26 Calor Intercambiado: 681.208,94 (kcal/h) MTD (corr.): 1

45 4

23 Velocidad m/s 0,6 3,65

22 Presión de entrada kg/cm2 (e)

0,5186 0,5379

21 Calor Latente kcal/kg 0 0

20 Conductividad Térmica (L/V) kcal/h.m.°C 0,1909 0,143 8

19 Calor Específico (L/V) kcal/kg.°C 0.9495

8,4372 8,4372 ---- ----

0,9055 1 0,9974

22,85 39,85

Fec

ha: J

UN

IO 2

004

16 Densidad (L/V) kg/m3 6,299 9,088 997,226 992,018

17 Viscosidad (L/V) cP 0,02639 0,02055 0,96853 0,6801

18 Peso Molecular del Vapor

2.332.173

Rea

liz: 14 Incondensables kg/h ----

13 Agua kg/h ----

---- ---- ----

15 Temperatura °C 450,74 226,85

Rev

is.:

----

12 Vapor de Agua kg/h ---- ---- ---- ----EB

A

11 Líquido kg/h ---- ---- ----

---- 2.332.173

189.837,10 2.332.173

10 Vapor kg/h 189.837,10 189.837,10 ----

9 Flujo Total de Fluido kg/h

----

Entrada Salida

8 Denominación del Fluido Carga CWR

MG

D

6 Lado Carcasa Lado Tubos

7 Entrada Salida

Serie: Superficie/Carcasa (total/efectiva): 418,29 (m2)


458,83 (m2)R Posición: Horizontal Superficie/Unidad total:A

prob

.: 4 Nº Carcasas/Unidad: 1 Conectadas Paralelo:

001-MET

2 Servicio de la Unidad: Refrigerador de carga a la unidad U-4263 Tamaño: ---- Tipo:

AO

R

1 REV ITEM Nº: Requisición / Pedido Nº:

37

2.3 REFRIGERADOR E-101

2.3.1. CONDICIONES DE ENRADA Y SALIDA Entrada: P=100atm, T=585.2K Salida: P=100atm, T=523K

2.3.2. TIPO DE INTERCAMBIADOR Dos intercambiadores de carcasa y tubo en paralelo.

2.3.3. SELECCIÓN DEL FLUIDO REFRIGERANTE Utilizamos el agua como refrigerante por su rango térmico de 20ºC y porque es muy barato.

2.3.4. DISTRIBUCIÓN DE LOS FLUIDOS

Siempre que un fluido tenga una característica adversa es mejor ponerlo en los tubos pues es más barato construir tubos resistentes a este material que construir una carcasa. El agua tiene mayor resistencia al ensuciamiento por lo que circulará por los tubos.

38

2.3.5. PROCESO GENERAL DE DISEÑO En cuanto al arreglo de tubos escogemos la cuadrada.

Material acero al carbono. Cabezales estacionarios Tipo A.

Carcasa Tipo E.

Se tiene que cumplir:

• La relación entre el área disponible y requerida.

• La velocidad del fluido en carcasa y tuberías no debe superar v=3m/s. Por esta razón utilizamos dos intercambiadores en paralelo, para disminuir la velocidad del fluido.

• Perdida de presión en los tubos y carcasa tiene que ser

39

2.3.6. RESULTADOS.

40

2.3.7. HOJA ESPECIFICACIONES.

AO

R

ITEM Nº: Requisición / Pedido Nº: 001-MET

Servicio de la Unidad: Refrigerador de carga a la unidad U-426 Tamaño: ---- Tipo: R Posición: Horizontal Superficie/Unidad total: 30.67 (m2)

Apr

ob.:

Nº Carcasas/Unidad: 1 Conectadas Paralelo: 2 Serie: 1 Superficie/Carcasa (total/efectiva): 36.03 (m2)

CONDICIONES DE OPERACIÓN

MG

D

Lado Carcasa Lado Tubos

Entrada Salida Entrada Salida

Denominación del Fluido Carga CWR

Rev

is.: Flujo Total de Fluido kg/h 189.837,10 544.156

Vapor kg/h 189.837,10 189.837,10 ---- ----

EB

A

Líquido kg/h ---- ---- ---- ----

Vapor de Agua kg/h ---- ---- ---- ----

Agua kg/h ---- ---- 544.156 544.156

Rea

liz: Incondensables kg/h ---- ---- ---- ----

Temperatura °C 312 249,85 19,85 39,85

Fec

ha: J

UN

IO 2

004

Densidad (L/V) kg/m3 0,00/16,93 0,00/18,90 997,87/0,00 992,02/0,00

Viscosidad (L/V) cP 0,00/0,02 0,00/0,02 1,04/0,00 0,68/0,00

Peso Molecular del Vapor 8,4372 8,4372 ---- ----

Calor Específico (L/V) kcal/kg.°C 0,00/0,93 0,00/ 0,91 1,00/0,00 1,00/0,00

Conductividad Térmica (L/V) kcal/h.m.°C 0,00/0,16 0,00/0,15 0,51/0,00 0,54/0,00

Calor Latente kcal/kg 0 0

RE

V.:

01 Presión de entrada kg/cm2 (e) 103,32 4,13

Velocidad m/s 3,57 1,14

Pérdida de Carga (Adm./Cal.) kg/cm2 0,352/0,048 0,352/0,051

HD

-E-0

100.

01-0

1.xl

s

Resistencia ensuciamiento (min) h.m2.°C/kcal 0,000205 0,000205

Calor Intercambiado: 5.435.000,00 (kcal/h) MTD (corr.): 250,51 (°C)

Coef. De transmisión de calor Servicio: 602,1 Limpio: 1027,3 (kcal/h.m2.°C)

CONSTRUCCIÓN DE UNA CARCASA Lado Carcasa Lado Tubos

Presión de Diseño kg/cm2 0 0

Temperatura de Diseño °C 0 0

N° de pasos 1 1

FIC

HE

RO

N° Sobreespesor de Corrosión mm 0 0

Conexiones Tamaño y rating

Entrada inch 11,811 6

Salida inch 11,811 6

Intermedias inch ---- ----

HO

JA D

E D

AT

OS

ρV2 entrada / salida kg/m.s2 2,2676/3,2717 13.285,54/13.216,16

Tubos: Bare N°: 87

OD: 1" BWG: 14 Longitud: 2,7 m Pitch:

Carcasa: Tipo E ID: 0.37 m. Cabezal de la Carcasa: Desmontable

Distribuidor: Tipo L Tapa del Distribuidor: Desmontable

Placa Tubular Fija: ---- Placa Tubular Flotante: Extraible

Cabezal Flotante: Tipo A Placa de Impacto: ----

Placas Deflectoras: Segmentadas Número: 0 Tipo: Simple Flujo: ---- Corte (% Area): 25%

DIR

EC

CIO

N

TE

CN

ICA

-

CA

LDE

RE

RIA

Y

CA

LOR

Distancia entre bandejas: 0 Espacio entrada/salida: 0,863/1,230 Bandeja Longitudinal: ---- Tipo de cierre: ----

Unión de Tubos a Placa Tubular: Soldada Junta de expansión: No

Tipo de Juntas Metal sólido (carcasa) y fibra mineral (tubos)

41

Distribuidor / Placa Tubular: ---- Carcasa / Placa Tubular: ----

Fondo Carcasa: ---- Cabezal Flotante: ----


NOTAS:

REALIZADO D.I.M

FICHERO PLANO

METANOL

APROBADO C.G.S

CONTRATISTA

01/09/2009 P.M.G.L. C.G.S Europea

DIR

EC

CIO

N D

E IN

GE

NIE

RIA

FECHA REAL. APROB. V° B° CLIENTE A.P.G.

PROYECTO

Planta de Metanol

CLIENTE / COMPLEJO


ESP. N° DE PLANO HOJA REV.

E PFC-E-100 1 0

42

2.4 REACTOR R-100

El reactor es la unidad principal de la planta ya que en él se transforma el gas de síntesis

en metanol y otros productos secundarios, las reacciones que se dan en el reactor son las siguientes:

El catalizador utilizado es Cu/ZnO/Al2O3. La corriente de entrada al reactor es la siguiente:

Temperatura K 523

Presión atm 100

Fracción vapor 1

Entalpía MJ/h -697772.2

Corriente total kmol/h 23460.6

Componentes Fracción molar

Monóxido de carbono 0.148253

Hidrógeno 0.730629

Metanol 7.9977e-5

Metano 0.090869

Dióxido de carbono 0.0301607

Agua 1.937889e-7

Etano 5.076755e-6

Dimetil éter 1.79259e-6

Etanol 3.17798e-8

Acetona 2.189593e-7 Tras pasar por el reactor la corriente que sale es la siguiente:

Temperatura K 738.7

Presión atm 100

Fracción vapor 1




43


Hidrógeno 0.6937518

Metanol 0.06748913

Metano 0.1035289


Agua 0.0004495879

Etano 0.000132141


Etanol 5.62013e-5

Acetona 5.641414e-5 La conversión en el reactor es del 40 % por lo que a la salida quedan reactivos sin reaccionar que son recirculados, después de pasar por el intercambiador y por el condensador, a la alimentación. 2.4.1. SELECCIÓN DEL TIPO DE REACTOR. Elegimos un reactor steam-raising, los tubos están rellenos de catalizador y la corriente gaseosa circula por la carcasa. Este tipo de reactor es el más eficiente termodinámicamente para este proceso, requiere menor volumen de catalizador y ofrece un mayor tiempo de actividad. Actualmente es el más utilizado para la síntesis del metanol dada su eficiencia, aunque su principal inconveniente es su mayor coste en comparación con otros equipos pero esto se compensa debido a la menor inversión en catalizador.

44

2.4.2. CINÉTICA. Para poder realizar los balances de materia y energía, es necesario encontrar una ecuación cinética que se ajuste a nuestras condiciones de operación, es decir, presión, temperatura y catalizador utilizado. Nuestra temperatura es de 523 K, la presión de 100 atm y el catalizador Cr/ZnO/Al2O3. La primera ecuación cinética que encontramos en la bibliografía fue la de Villa et al, en esta las condiciones se asimilaban a las nuestras y el catalizador era el mismo. Villa, et al. Presión: 30-94 bar. Temperatura: 215-246ºC. Catalizador: Cu/ZnO/Al2O3. Reacciones:

Ecuaciones cinéticas: Constantes cinéticas: No se adapta al formato de CHEMCAD, porque no permite introducir exponentes superiores a orden 11, por lo que no hemos podido realizar el dimensionado con esta cinética. Al no servirnos esta cinética seguimos buscando y encontramos la de Skrzypek, et al. que se expone a continuación:

45

Presión:30-90 atm. Temperatura: 460-550 K. Catalizador: Cu/ZnO/Al2O3. Reacciones:

Ecuaciones cinéticas:

Constantes cinéticas:

Tampoco se puede realizar el dimensionado con esta cinética porque no se adapta al formato de CHEMCAD, ya que el orden del exponente es superior a 11.

46

( )( )CpxCpF

xrHQ

dV

dT

AA

AAr

∆+∆+

= ∑··

··

00

2.4.3. ITERACIONES MÉTODO EULER . Como la ecuación cinética no se adapta a las especificaciones de CHEMCAD, vamos a dimensionar el reactor mediante el método de Euler. Para ello, partimos de la ecuación cinética obtenida del artículo Villa et al., 1985. y del balance de energía para nuestro reactor y sustituimos las derivadas por incrementos. Balance de energía: Ecuación cinética:

V = volumen del reactor. T = temperatura en el reactor. Q = Ua·(Th – T) Ua = 3200 J/m3·h, se obtiene de la bibliografía. Th = 373 K, temperatura del agua, en nuestro caso está en ebullición. xA = conversión ∆Hr=-7,523·10-4-40,31·T-3,603·10-2·T2+1,981·10-5·T3-6,708·10-8·T4-1,503·10-11·T5 Cp=-40,31-0,07·T Para realizar el método Euler tomamos incrementos de 0.01 m3. El proceso de iteración acabará cuando lleguemos a las condiciones que estamos buscando, es decir, temperatura de 738 K y conversión del 40 %. Las iteraciones se encuentran en la siguiente tabla:

Como se puede comprobar para un volumen de 22.29 m3 llegamos a una conversión de 37.2 % y a una temperatura de 736 K.

47

tubosNLD

tubosNLD

tubosNLD

tubosNVV

tubotubo

tubotubo

tubotubo

tuboreactor

º··39.28

º··4

·3,22º··

4

·º·

2

22

=→

→=→==ππ

mmt

PES

RPtPSE ecuaciónla

mosselecciona

8954,102"051,4

59,1469·6,020000·1

695,52·59,1469

·6,0·

·877813200·1·665,0··665,0

==→

→−

=−

= →≥==

2.4.4. DIMENSIONADO. Al tratarse de un reactor multitubular debemos calcular el número de tubos, para esto utilizamos la siguiente expresión: Para resolverla utilizamos un método iterativo, de modo que vamos probando con distintos diámetros y longitudes de tubos de tamaños normalizados. Las iteraciones se encuentran en la siguiente tabla: La iteración elegida es la primera ya que es la que tiene unas dimensiones más reducidas y por lo tanto el coste será menor. Las dimensiones del reactor son las siguientes: V = 22.3 m3 Longitud tubo (m) = 6.1 Número de pasos = 1 Tipo de paso = triangular Número de tubos = 11636 Diámetro de la carcasa = 2.656 2.4.5. ESPESOR. Es un reactor vertical (Steam-Raising). La presión de diseño es de 100 atm=1469,59 psi (1 atm≈14,7 psi). Está fabricado de acero al carbono (no utilizamos sustancias corrosivas). E=1 (radiografiada porque soporta altas presiones y debe ser controlada detenidamente). Dcarcasa=105,39”� Rcarcasa=52,695” Cubierta cilíndrica S=13200 (valor de tabla), porque soporta altas presiones y la temperatura de trabajo≈480oC.

48

2.4.6. HOJA DE ESPECIFICACIONES.

HOJA DE ESPECIFICACIONES

REACTOR Item Nº: R-100

Cliente: Universidad Politécnica de Cartagena Referencia nº: 007/2009 Dirección: Calle Doctor Fleming S/N Prop. nº: 002/2009 Localización de la planta: Polígono Industrial Los Camachos (Cartagena) Fecha: 9/06/2009

CONDICIONES DE DISEÑO

Tipo de reactor

Steam-Raising

Conversión global (%)

40

Fase de reacción

Gas

Temperatura corriente de entrada (K)

523

Temperatura corriente de salida (K)

738.7089

U (W/m2·K)

300

Presión entrada (atm.)

100

Presión salida (atm.)

100

Flujo molar entrada (kmol/h)

23460.5983

Flujo molar salida (kmol/h) 20642.1649

462666.21

49

Caudal volumétrico vapor a la salida (m3/h) DATOS DE DISEÑO

Volumen reactor (m3) 22.3 Tipo de paso Triangular Nº de tubos 11636 Nº pasos 1

Diámetro tubo (m) 0.02 Espesor (mm) 74.75 Longitud tubo (m) 6.1 Tipo de cabezal Semiesférico

Diámetro carcasa (m) 2.656 Eficacia de las juntas del cabezal

1.0

MATERIALES

Carcasa Acero al carbono Tubos Acero al carbono

Cabezales Acero al carbono Faldones Acero al carbono

NOTAS Departamento de Ingeniería Química y Ambiental

Nº Rev. Fecha Revisado por Aprobado Comprobado Firma 001 Sept. 2009


El refrigerador tiene como misión enfriar la corriente que sale del reactor desde 738.7 K hasta 345 K. La composición de la corriente de entrada es la siguiente:

Temperatura K 738.7

Presión atm 100

Fracción vapor 1






Metanol 0.06748913

Metano 0.1035289


Agua 0.0004495879

Etano 0.000132141


Etanol 5.62013e-5

Acetona 5.641414e-5 A la salida la temperatura desciende hasta 345 K y el porcentaje de vapor disminuye hasta 94.43.

50

2.5.1. ELECCIÓN DEL FLUIDO REFRIGERANTE .

El fluido refrigerante es agua ya que el salto térmico es de sólo 20ºC y es el fluido más económico. La representación de las temperaturas es la siguiente:

Como se puede comprobar las temperaturas de los fluidos no se cruzan por lo que el agua es válida como refrigerante.

2.5.2. DISTRIBUCIÓN DE FLUIDOS Y TIPO DE INTERCAMBI ADOR.

Distribución de los fluidos.

El fluido más sucio es el que debe ir por el interior de los tubos ya que es más fácil su

limpiado y el más limpio por la carcasa. Para decir esto utilizamos los coeficientes de ensuciamiento de la tabla siguiente:

51

Hacemos equivalente el metanol al gas natural, como podemos comprobar el agua de refrigeración es más sucia que el gas natural por tanto el fluido que debe ir por los tubos es el agua de refrigeración, esto implica que el proceso se realice en la carcasa. Selección del tipo de intercambiador. Utilizamos un intercambiador de carcasa y tubos ya que este tipo de intercambiadores se adaptan a nuestro proceso según la siguiente tabla:

La orientación del intercambiador más adecuada según la siguiente tabla es la vertical ya que presenta incondensables.

52

2.5.3. PROCESO GENERAL DE DISEÑO.

Cálculo del LMTD .

Agua Te=293 K Ts=313 K Proceso Te=738.7 K Ts=345 K �T1=Te(agua)-Ts(proceso) -52 �T2=Ts(agua)-Te(proceso) -425.7 LMTD 177.74≥50ºC

2

1

21

lnT

TTT

LMTD

∆∆

∆−∆=

53

Área estimada.

Para calcular el área estimada primero deberemos calcular la carga térmica (Q) y el coeficiente global de transmisión de calor (U). La carga térmica se calcula con la siguiente expresión:

Donde: F = caudal de la corriente de proceso en kmol/s. Cp = capacidad calorífica en J/kmol·K. (T2 – T1) = diferencia entre la temperatura de salida y la de entrada. Q = 33970.2 MJ/h. El coeficiente global de transmisión de calor se calcula con la siguiente tabla:

Elegimos U = 300 W/m2·ºC ya que el salto térmico es muy brusco. Con estos datos ya podemos calcular el área estimada: A = 176.94 m2 Como el área estimada es superior a 15 m2, LMTD es mayor de 50, el fluido de los tubos es sucio y el de la carcasa limpio utilizamos un intercambiador de cabezal flotante. TEMA . Hemos elegido una configuración AEW. El cabezal tipo A es el más adecuado cuando el fluido sucio circula por los tubos ya que permite la limpieza más fácil.

54

La carcasa es la tipo E que es la más común, es una carcasa de un solo paso donde el fluido entra por un lado y sale por el otro. El otro cabezal es tipo W, es un cabezal de retorno flotante, versátil, fácil de limpiar por ambos lados, apropiado para fluidos sucios y es el más económico en comparación con otros cabezales de retorno flotante como los P, S o T. Como material de diseño se utiliza el acero al carbono ya que no hay fluidos corrosivos ni temperaturas excesivamente altas. 2.5.4. GEOMETRÍA DEL INTERCAMB IADOR. Los valores de la siguiente tabla son los que hemos obtenido con CHEMCAD haciendo iteraciones hasta que se cumplieran los siguientes aspectos: Sobredimensionamiento � la diferencia entre el área requerida y la calculada debe estar comprendida entre 10 y 20%. Velocidad en los tubos y en la carcasa � debe ser inferior a 3 m/s. Pérdida de presión en tubos � debe ser inferior a 0.4, según la siguiente fórmula: Pérdida de presión en la carcasa � debe ser inferior a 10, según la siguiente fórmula: Según los resultados que obtengamos de la evaluación del diseño deberemos hacer unos cambios u otros en los parámetros geométricos del intercambiador. Por tanto,

4.04*1.0*1.01.0 00

===∆→=∆

PPP

Ppermisible

permisible

10100*1.0*1.01.0 00

===∆→=∆

PPP

Ppermisible

permisible

55

deberemos aumentar o disminuir diversos parámetros para conseguir un diseño correcto. Esta evaluación queda resumida en el siguiente esquema:

Iteración 1

Iteración 22

Iteración 23

Iteración 24

Iteración 25

Iteración 26

DEFINITIVO

diámetro carcasa (m)

1.016 0.970 0.970 1.020 1.020 1.520 0.970

longitud tubos (m) 6.096 4.800 6.100 4.800 6.100 6.100 6.100 diámetro exterior tubo (m)

0.019 0.038 0.038 0.032 0.038 0.051 0.038

espaciado entre tubos (m)

0.024 0.048 0.048 0.040 0.048 0.064 0.048

espesor del tubo (m) 0.002 0.002 0.002 0.002 0.002 0.002 0.020 número pasos 1.000 2.000 2.000 2.000 2.000 2.000 2.000

número tubos 1396.000

270.000 229.000 350.000 250.000 195.000 230.000

espaciado deflectores (m)

0.860 0.434 0.434 0.457 0.457 0.686 0.434

Corte deflectores (m)

0.413 0.413 0.413 0.413 0.413 0.413 0.414

diámetro nozzles (m)

0.154 0.307 0.307 0.307 0.307 0.307 0.310

RESULTADOS sobredimensionado(10-20)

-38.000 9.060 16.820 11.770 19.730 18.910 17.600

presión tubos(0,4) 2.310 0.070 0.100 0.090 0.080 0.330 0.090 presión carcasa(10) 4.190 0.040 0.030 0.000 0.000 0.150 0.030

56

mmt

PES

RPtPSE ecuaciónla

mosselecciona

305,27"075,1

59,1469·2,013200·2

1,19·59,1469

·2,0··2

·508213200·1·385,0··385,0

==→

→−

=−

= →≥==

velocidad tubos <3 3.650 3.130 1.190 1.150 1.090 1.470 1.140 velocidad carcasa <3

10.980 1.010 2.820 1.040 1.680 0.420 2.620

2 PARALELO

El material utilizado es acero al carbono ya que el metanol no es corrosivo y no necesitamos ningún material especial. El área calculada por CHEMCAD es 334.98 m2. 2.5.5. ESPESOR. Para calcular el espesor hay que tener en cuenta lo siguiente: Es un intercambiador vertical (hay incondensables) de carcasa y tubos. La presión de diseño es de 100 atm=1469,59 psi (1 atm≈14,7 psi). Está fabricado de acero al carbono (no utilizamos sustancias corrosivas). E=1 (radiografiada porque soporta altas presiones y debe ser controlada detenidamente). Dcarcasa=0,97 m=38,19”� Rcarcasa=19,1” Cabezal semiesférico S=13200 (valor de tabla), porque soporta altas presiones y la temperatura de trabajo≈480oC.

Las fórmulas utilizadas son las que se escriben a continuación:

57


HOJA DE ESPECIFICACIONES INTERCAMBIADOR DE CALOR

Item Nº: E-300

Cliente: Universidad Politécnica de Cartagena Referencia nº: 001/2009 Dirección: Calle Doctor Fleming S/N Prop. nº: 002/2009 Localización de la planta: Polígono Industrial Los Camachos (Cartagena) Fecha: 9/06/2009

CONDICIONES DE OPERACIÓN Carcasa Tubos Nombre del fluido circulante

Metanol Agua

Flujo (Kg/h) 197383.6 3556977.2 Líquido (Kg/h) 0 3556977.2 Vapor (Kg/h) 197383.6 0 No condensable (Kg/h) 152401.58798 0 Gas (Kg/h) 167.2 0 Evav./Cond. 36715.3 0 Temperatura (Entrada/Salida)(K)

738.712/345.000 293.000/313.000

Presión de operación (atm)

100 4

Velocidad (m/s) 2.62 1.14 Pérdida de Presión (atm)

0.340/0.065 0.340/0.091

PROPIEDADES DE LOS FLUIDOS

Densidad (Kg/m3) 15.28/710.48 / 28.0/741.20 0/997.87 / 0/999.02

Conductividad (W/m·K)

0.22/0.18 / 0.13/0.19 0/0.60 / 0/0.63

Calor específico (J/Kg·K)

3888.6/3156.48/3675.76/2890.31 0/4190.59/0/4176.07

Viscosidad (Pa·s) 0/0 / 0/0 0/0 / 0/0

Factor de ensuciamiento

0.00020 0.00035

58

(m2·K/W)

Calor latente (J/Kg) 382726.99 0 DATOS DE DISEÑO

Calor intercambiado (MJ/h): 7.437·104

LMTD (Corregido): 162.06 K

Área requerida (m2): 275.81

TEMA : AEW

Deflectores: 13 deflectores segmentados

Corte (%): 41.25

Sobredimensionamiento (%): 17.6

Área disponible (m2): 324.35

DISEÑO DE TUBOS DISEÑO DE CARCASA

Tipo de tubo: Bare Tipo de carcasa: A-285-C

Material : Acero al carbono Tipo de cabezal: A-285-C

Nº Tubos: 230 Tipo de cubierta: A-285-C

Diámetro exterior (m): 0.038 Disposición: Vertical

Diámetro interior (m): 0,035 Diámetro exterior(m):1,0

Nº de pasos: 2 Diámetro interior (m): 0.97

Espesor (mm): 1.7 Nº de pasos: 1

Longitud (m): 6.1 Resistencia ensuciamiento(W/m2·K): 772.01

Espaciado: (mm): 48 Velocidad (m/s):2.62

DATOS DE DISEÑO DISEÑO DE TUBOS DISEÑO DE CARCASA

Resistencia ensuciamiento (W/m2·K): 4365.27

Nº de intercambiadores: 2 en paralelo

Velocidad (m/s): 1.14 Área por carcasa (m2): 162.17 MATERIALES

Carcasa Acero al carbono Tubos Acero al carbono Cabezales Acero al carbono Faldones Acero al carbono

NOTAS Departamento de Ingeniería Química y Ambiental

Nº Rev.

Fecha Revisado por

Aprobado

Comprobado Firma

001 Sept. 2009

59

2.6 FLASH V-100

A la entrada del condensador V-100 las propiedades de la corriente son las siguientes:

Temperatura K 345

Presión atm 100

Fracción vapor 94.43%

Entalpía MJ/h -994273


Componentes Kmol/h


Hidrógeno 14320.54

Metanol 1393.122

Metano 2137.06


Agua 9.2804

Etano 2.727693

Dimetil éter 1.202366

Etanol 1.160118

Acetona 1.16451

La función del flash es condensar los compuestos menos volátiles, por la cabeza salen

los no condensados que son recirculados al reactor y por cola sale el producto condensado.

La composición de la corriente de cabeza es la siguiente:

Temperatura K 298

Presión atm 80

Fracción vapor 1

Entalpía MJ/h -681119




Hidrógeno 0.74537

Metanol 0.001953

Metano 0.111224


60

Agua 4.7329e-6

Etano 0.000124


Etanol 7.761557e-7

Acetona 5.347613e-6

La composición de la corriente de cola es:

Temperatura K 298

Presión atm 80

Fracción vapor 0






Metanol 0.94731

Metano 0.0002205


Agua 0.006421

Etano 0.00024167

Dimetil éter 0.00025249

Etanol 0.00080028

Acetona 0.00074198

2.6.1. CONSIDERACIONES DE DISEÑO.

Para diseñar este equipo nos hemos basado en la heurística que son unas leyes basadas en la experiencia.

Tipo de cabezal.

Elegimos un cabezal de tipo hemisférico ya que es el más económico y el más común.

Orientación del condensador.

La disposición del condensador es la vertical ya que según la heurística para extracciones gas/líquido es la más adecuada. Además como se puede ver en la tabla siguiente cuando hay incondensables la mejor orientación es la vertical.

61

En concreto el separador que vamos a emplear va a ser el vertical tipo E con condensación en la carcasa, ya que la corriente de proceso tiene un mayor factor de ensuciamiento menor (0.0002 m2·ºC/W) en comparación con el agua de refrigeración utilizada para la condensación (0.00035 m2·ºC/W). De este modo se favorece la limpieza del agua, puesto que los tubos son más fáciles de limpiar.

Tiempo de retención.

Según la heurística para productos que posteriormente entrarán en una torre el tiempo de retención es de 5 minutos.

Velocidad del gas en el interior del separador.

Para su cálculo se utiliza la siguiente expresión:

62

5,0

1ft/s)(en

−=

V

Lkvρρ

donde k=0.35 en condiciones de mezcla completa, y k=0.1 cuando no hay mezcla completa. En nuestro caso obtenemos que v=0.7508 m/s. Material de diseño. Utilizamos acero al carbono ya que no tenemos temperaturas muy altas ni fluidos corrosivos. Cálculo de espesor.

Para calcular el espesor del recipiente utilizamos las siguientes expresiones para cabezales semiesféricos:

>>−

−+=

≤≤=

0.385·S·EPy 0.5·R tsi ··2

·2··2·

0.385·S·EPy 0.5·R tsi 0.2·P-2·S·E

P·Rt

3/1

RPES

PESRt

donde , t es el espesor, P es la presión de diseño (en psi), R es el radio del recipiente, E es la eficiencia de la junta, y S es el esfuerzo máximo admisible, que depende del material de diseño y de las condiciones de temperatura de aplicación. En nuestro diseño los parámetros anteriores tienen los siguientes valores: P= 100 atm R=0.9144 m E=1 ( 100% de eficacia) S=1021.7108 atm En nuestro caso utilizamos la primera fórmula y el resultado es t = 0.045.

Consideraciones de diseño.

Según la heurística la constante k del proceso debe ser inferior a 0.35, en nuestro caso es 0.1361 por lo que está dentro del rango.

La relación longitud/diámetro debe ser inferior a 3, en nuestro caso la longitud es de 4.2383 m y el diámetro 1.8288 m, por lo que nuestra relación longitud / diámetro es 2.3175.

63


HOJA DE ESPECIFICACIONES

CONDENSADOR Item Nº: V-100

Cliente: Universidad Politécnica de Cartagena Referencia nº: 002/2009 Dirección: Calle Doctor Fleming S/N Prop. Nº: 002/2009 Localización de la planta: Polígono Industrial Los Camachos (Cartagena) Fecha: 9/06/2009

PROPIEDADES DE LA CORRIENTE CIRCULANTE Vapor Líquido

Flujo (Kg/h) 150914.3347 46469.3264 Flujo (m3/h) 6049.7615 59.2890

Densidad (Kg/m3) 24.9455 783.7760 CONDICIONES DE OPERACIÓN

Tiempo de retención (minutos) 5 Presión de diseño (atm) 100

Máxima presión permisible (atm) 1021.7108 Velocidad máxima de flujo (m/s) 0.7508

Eficacia de las juntas de la carcasa 1.0 Constante k (m/s) 0.1361

Tiempo de agitación (minutos) 1.0 DATOS DE DISEÑO

Volumen total del recipiente (m3) 14.3356 Longitud (m) 4.2383

Diámetro interno (m) 1.8288 Relación Longitud /Diámetro 2.3175

Espesor de la carcasa (m) 0.0984 Peso de la carcasa (kg) 19784.7743

Tipo de cabezal Semiesférico Espesor del cabezal (m)

0.0508

64

DATOS DE DISEÑO

Eficacia de las juntas del cabezal 1.0 Altura normal del nivel de líquido (m)

1.8809

Peso del cabezal (kg) 6894.1491 Altura mínima de líquido a la entrada (m)

0.4572

Densidad del recipiente (kg/m3) 7833.4128 Altura mínima de llenado (m) 1.2192 Peso total Vacío (kg) 26768.9238 Altura del nivel de líquido (m) 2.2571 Peso total lleno (kg) 38004.8436 Eliminación de niebla (m)º 0.1524

Peso máximo lleno permitido (kg) 43358,6289 Permeabilidad a la corrosión (m) 0.0032 Coeficiente de seguridad en el

peso (%) 20

MATERIALES Carcasa Acero al carbono Tubos Acero al carbono

Cabezales Acero al carbono Faldones Acero al carbono NOTAS

Departamento de Ingeniería Química y Ambiental

Nº Rev. Fecha Revisado por Aprobado Comprobado Firma 001 Sept. 2009

2.7 COMPRESOR C-200

Características del proceso. T. entrada (K) P. entrada (bar) P. salida (bar) 298 80 100 2.7.1. RELACIÓN DE COMPRESIÓN.

Un solo compresor

2.7.2. ELECCIÓN DEL COMPRESOR.

Selección del tipo de compresor usando la gráfica PRESIÓN VS FLUJO DE GAS:

F = 21529.57 m3/h P descarga = 100 atm

Compresor Alternativo

de doble acción de pistón.

65

2.7.3. CÁLCULO DE LA EFICACIA. Obtención de la eficacia del compresor usando la gráfica RELACIÓN DE COMPRESIÓN VS EFICIENCIA: Relación de compresión = 1.25 → η = 0.68

2.7.4. MODELO DE COMPRESIÓN.

• Tanto la compresión isotérmica como la adiabática son imposibles de realizar en la práctica.

• En la realidad se sigue una compresión poliprótica, intermedia entre las otras dos.

66

• Modelo isoentrópico. En la mayoría de las maquinas compresoras. Es una trayectoria politrópica que se acerca a la adiabática. Propia de compresores alternativos.

� La temperatura de salida nos da un valor de 321.3212 K

� El trabajo ideal del compresor es de Ws = 75.40 kJ

� El trabajo real es por tanto Wa = 109.76 kJ/kg

� Calculo de la potencia Pg:

Pg = Wa x m = 109.76 kJ/kg x 7545.70 kg/h = 828216.032 kJ/h � Estimación de las pérdidas de potencia en sellos y empaquetaduras:

(pérdidas estimadas 3%) Ps = 0.03 x 229.768 = 6.893kW � Potencia Real.

Pr = Pg + Ps = 229.768 + 6.893 = 236.661 kW 2.7.5. DIMENSIONAMIENTO DEL IMPULSOR.

� Datos de los que disponemos:

Z1 = 1.0304 Z2 = 1.0420 k = 1.43385 r = 1.25 Cilindro de doble efecto colocado horizontalmente.

67

• Obtención de velocidad típica N (rpm) y Carrera del cilindro L (in):

Pr = 236.66 kW = 317.37 hp → N = 600 rpm L = 9.5 in = 24.13 cm

� Eficacia volumétrica:

→ Ev = 0.97 – 0.15 = 0,9450

� Desplazamiento del cilindro, donde Q es la capacidad en condiciones de succión en ft3/min que obtenemos del Chemcad:

→ Cdes = 164,34 ft3/min.

� Área de la cabeza del pistón:

→ D =5.63 in = 14.30 cm

� La lubricación del compresor será del cárter y de cilindros y estopadas.

Tendrá un filtro cónico en la aspiración para evitar que entren partículas.

−

0304.10420.1

125,1 43385,1

1

68



ITEM






m3/h (1.013 bar & 0 °C seco)

Caudal masico, Kg/h (humedo) (seco)


Presión (Bar abs)

Temperatura (°C)

Humedad relativa %






Presión (Bar abs)

Temperatura (°C)






Velocidad (rpm)

Turndow n %

Caudal de bombeo estimado, m3/h (A vel. indicada arriba)

Altura politropica (N-m/Kg)


Punto de garantía


CONTROL DE PROCESO:




Señal: Fuente:


Rango mA (bar g)

Alcance sistema anti-bombeo: Controlador Lógica Válvula Especif icación válvula Elementos primarios

NOTAS:

1 0

REV.ANEXO ESP.

CLIENTE / COM PLEJO

TRIOXÁN S.A. Paseo de la Castellana 273, C.P. 28.046 M adrid/ Poligono de los Camachos, parcela B5

HOJA DE DATOS DE 426 - C -200

V° B° CLIENTE R.P.G.

E PFC-C-200

64

HOJA DE DATOS DE COM PRESORES CENTRIFUGOS Y AXIALES N° HD-K-0201.01 Hoja 1 de 2

63 PROYECTO

N° DE PLANO HOJA

Plant a de Metanol

NOM BRE ANEXO / TITULO DEL PLANO

P.M.G.L. C.G.SI.R.M., S.A.

59

REV. DESCRIPCIÓN FECHA REAL. APROB.

REALIZADO P.P.G.M

APROBADO C.G.S.

0 Compresor de carga C-200 SEP. 09


4 -1 2 3 - 15

1. Si se facilita el analisis del gas, el fabricant e debe suministrar los datos. En cualquier otro cas o,

42

43

36

----40

41

600,0034

27 48

229,77

21.561,33

21 1,43385

19

Cartagena

Compresión de gas de carga

Siemens STC-SH

CONDICIONES DE OPERACIÓN8

1

CONTRATISTA

FICHERO PLANO

60

62

METANOL

61

56

57

58

(Todos los datos son por cada maquina)Normal

Otras Condiciones

45

52

53

54

55 éstos serán suministrados por el usuario.

48

49

38 68

44

46

47

50

51

39 ----

37

35

33 236,66

32

30 157,85

29 1,042

31

1,0304

23

24

25

28

26 100

1,43385

22

20

18 25

17 80

----

15

16

14

21.561,33

13 7.545,70

12

10 A B C D E

11

2

3

4

M ezcla de HC s

9

1

5 Centrifugo

6

7

69

Analisis del Gas:

Mol %

Aire

Oxigeno

Nitrogeno

Vapor de agua

Monoxido Carbono

Dioxido Carbono

Sulfuro Hidrogeno

Hidrogeno

Metano

Etileno

Etano

Propileno

Propano

I-Butano

n-Butano

I-Pentano

n-Pentano

Hexano plus

Agentes corrosivos

Total


CARCASA: Piston de Equilibrado:

Modelo Material Area (mm2)

Carcasa partida Metodo fijacion

Material Juego normal

Espesor (mm) Sobreesp. Corr. (mm) Caudal con juego normal Kg/min

Máxima presion admisible (barg) Caudal con 2x juego normal Kg/min

Presión de prueba: Hidrostática (barg) Coneccion de presion linea equilibrado en lado aspiracion

Helio (barg) Tarado valvula de alivio (Barg)

Máxima temperatura admisible °C Ensayos en soldaduras inaccessibles

Mínima temperatura de operación °C

Máxima temperatura de operación °C DIAFRAGMAS:

Caudal max. de carcasa (m3/h) Material

Partido axial : Si No



NOTAS:

41

51

50

16060,6


HOJA DE DATOS DE COM PRESSORES CENTRIFUGOS Y AXIALES N° HD-K-0201.01 Hoja 2 de 2

E PFC-C-200 2 0

CLIENTE / COM PLEJO

TRIOXÁN S.A. Paseo de la Castellana 273, C.P. 28.046 M adrid/ Poligono de los Camachos, parcela B5

HOJA DE DATOS DE 426 - C -200

47

48

49

43 diferencial.

44

45

46

NOM BRE ANEXO / TITULO DEL PLANO

33

34

35

36

39

40

37

38

42 Se montará un filtro permanente desmontable en la a spiración de cada etapa, con manómetro

32

29 Si, radialmente30 Acero al carbono31

Acero al carbono

27

28 STC-SH

26

25

24

23 ----

22 ----

21 72,146 ----

20 72,146 ----

19 58,12 ----

18 58,12 ----

----

17 44,094 ----

16 42,078

15 30,068 ----

14 28,052 ----

12 2,016 74,54

13 16,042 11,12

11 34,076 ----

10,73

10 44,01 3,39

9 28,01

8 18,016 ----

7 28,016 ----

6 32 ----

5 28,966 ----

CONDICIONES DE OPERACIÓN (Continuación)

2Normal


3 E

4 PM

1

A B C D

70


2.8.1. CONDICIONES DE ENRADA Y SALIDA Entrada: P=100atm, T= 317.21 K Salida: P=100atm, T= 523 K

2.8.2. TIPO DE INTERCAMBIADOR Dos intercambiadores de carcasa y tubo en paralelo.

2.8.3. SELECCIÓN DEL FLUIDO REFRIGERANTE Utilizamos el agua como refrigerante por su rango térmico y porque al ir por tubos es fácilmente limpiable.

2.8.4. DISTRIBUCIÓN DE LOS FLUIDOS Por carcasa va a circular el gas de proceso ya que no produce gran cantidad de suciedad, por lo que el agua, circulará por los tubos. 2.8.5. PROCESO GENERAL DE DISEÑO En cuanto al arreglo de tubos escogemos la cuadrada.

- El material de construcción: acero al carbono. - Cabezales estacionarios: Tipo A.

Carcasa: Tipo E.

Se tiene que cumplir:

71

• La relación entre el área disponible y requerida.

• La velocidad del fluido en carcasa y tuberías no debe superar v=3m/s. Por esta razón utilizamos dos intercambiadores en paralelo, para disminuir la velocidad del fluido.

• Perdida de presión en los tubos y carcasa tiene que ser

2.8.6. RESULTADOS.

72


AO

R

ITEM Nº: Requisición / Pedido Nº: 001-MET

Servicio de la Unidad: Refrigerador de carga a la unidad Tamaño: ---- Tipo: R Posición: Horizontal Área requerida 531.89 (m2)

Apr

ob.:

Nº Carcasas/Unidad: 1 Conectadas Paralelo: 2 Serie: 1 Área efectiva: 564.63 (m2)


MG

D

Lado Carcasa Lado Tubos

Entrada Salida Entrada Salida

Denominación del Fluido Carga CWR

Rev

is.: Flujo Total de Fluido kg/h 7545.717 544.156

Vapor kg/h 7545.717 7545.717 ---- ----

EB

A

Líquido kg/h ---- ---- ---- ----

Vapor de Agua kg/h ---- ---- ---- ----

Agua kg/h ---- ---- 544.156 544.156

Rea

liz: Incondensables kg/h ---- ---- ---- ----

Temperatura K 317.21 523 19,85 39,85

Fec

ha: J

UN

IO 2

004

Densidad (L/V) kg/m3 0,00/16,93 0,00/18,90 997,87/0,00 992,02/0,00

Viscosidad (L/V) cP 0,00/0,02 0,00/0,02 1,04/0,00 0,68/0,00

Peso Molecular del Vapor 8,4372 8,4372 ---- ----

Calor Específico (L/V) kcal/kg.°C 0,00/0,93 0,00/ 0,91 1,00/0,00 1,00/0,00

Conductividad Térmica (L/V) kcal/h.m.°C 0,00/0,16 0,00/0,15 0,51/0,00 0,54/0,00

Calor Latente kcal/kg 0 0

RE

V.:

01 Presión de entrada kg/cm2 (e) 103,32 4,13

Velocidad m/s 3,57 1,14

Pérdida de Carga (Adm./Cal.) kg/cm2 0,352/0,048 0,352/0,051

HD

-E-0

100.

01-0

1.xl

s

Resistencia ensuciamiento (min) h.m2.°C/kcal 0,000205 0,000205

Calor Intercambiado: 5.435.000,00 (kcal/h) MTD (corr.): 250,51 (°C)

Coef. de transmisión de calor Servicio: 602,1 Limpio: 1027,3 (kcal/h.m2.°C)

CONSTRUCCIÓN DE UNA CARCASA Lado Carcasa Lado Tubos

Presión de Diseño kg/cm2 0 0

Temperatura de Diseño °C 0 0

N° de pasos 1 1

FIC

HE

RO

N° Sobreespesor de Corrosión Mm 0 0

Conexiones Tamaño y rating

Entrada Inch 11,811 6

Salida Inch 11,811 6

73

Intermedias Inch ---- ----

HO

JA D

E D

AT

OS

ρV2 entrada / salida kg/m.s2 2,2676/3,2717 13.285,54/13.216,16

Tubos: Bare N°: 681

OD: 0.0254 mm BWG: 14 Longitud: 5.3 Pitch:

Carcasa: Tipo E ID: 2 m. Cabezal de la Carcasa: Desmontable

Distribuidor: Tipo L Tapa del Distribuidor: Desmontable

Placa Tubular Fija: ---- Placa Tubular Flotante: Extraible

Cabezal Flotante: Tipo A Placa de Impacto: ----

Placas Deflectoras: Segmentadas Número: 0 Tipo: Simple Flujo: ---- Corte (% Area): 32%

DIR

EC

CIO

N T

EC

NIC

A -

CA

LDE

RE

RIA

Y C

ALO

R

Distancia entre bandejas: 0 Espacio entrada/salida: 0,863/1,230 Bandeja Longitudinal: ---- Tipo de cierre: ----

Unión de Tubos a Placa Tubular: Soldada Junta de expansión: No

Tipo de Juntas Metal sólido (carcasa) y fibra mineral (tubos)

Distribuidor / Placa Tubular: ---- Carcasa / Placa Tubular: ----

Fondo Carcasa: ---- Cabezal Flotante: ----


NOTAS:

REALIZADO D.I.M

FICHERO PLANO

METANOL

APROBADO C.G.S

CONTRATISTA

01/09/2009 P.M.G.L. C.G.S Europea

DIR

EC

CIO

N D

E IN

GE

NIE

RIA

FECHA REAL. APROB. V° B° CLIENTE A.P.G.

PROYECTO

Planta de Metanol

CLIENTE / COMPLEJO


ESP. N° DE PLANO HOJA REV.

E PFC-E-200 1 0

2.9 COLUMNA DE DESTILACIÓN T-100

2.9.1. DISEÑO BÁSICO

La destilación es una operación básica a través de la cual se realiza la purificación del metanol.

74

Con la destilación se pretende separar la mezcla líquida procedente de la sección de reacción aprovechando las diferencias en sus presiones de vapor, obteniendo por fondo metanol.

Con el diseño de esta columna de destilación pretendemos obtener el metanol de grado AA, obteniendo un 99.85% en peso del mismo.

Figura 2.9.1 Esquema de una columna de destilación

La secuencia de operación de una columna de operación comienza con la

introducción de una alimentación multicomponente introducida en la columna de destilación. Por cabeza de la columna se obtiene una mezcla de los componentes más ligeros en fase vapor, la cual se condensa. Parte de este condensado se retorna de nuevo a la torre en forma de reflujo y el restante es el destilado producto de la operación.

En el fondo de la columna se obtiene una mezcla de los productos más pesados en fase líquida, este líquido se introduce en un rehervidor, en donde se evapora parcialmente y este vapor es retornado a la torre de destilación. El líquido sobrante es el residuo producto de la destilación Correlaciones empíricas para eficacias de plato

Las variables que afectan a la eficacia son muy diversas entre las que nos encontramos la composición de la fase líquida, viscosidad, la volatilidad relativa, caudales de líquido, vapor, arrastres, tipo de flujo sobre el plato, relación de reflujo, características del diseño mecánico del plato etc. La condición más importante para obtener eficacias satisfactorias es que los platos operen adecuadamente. A este respecto es fundamental que exista un íntimo contacto entre el líquido y el vapor. Cualquier

75

operación defectuosa de la columna tal como una excesiva formación de espuma o arrastre, mala distribución del vapor, formación de cortocircuitos, goteo o vaciamiento del líquido, da lugar a una disminución de la eficacia de los platos.

Las eficiencias de plato y total de la columna, normalmente están entre 30 y 70 por ciento y como una aproximación se puede usar 50% para diseños preliminares.

Un estimado de la eficiencia total de la columna puede obtenerse a partir de la correlación dada por O’Connell (1946), la cual se muestra en la siguiente figura. La correlación se basaba inicialmente en datos obtenidos con sistemas de hidrocarburos, pero incluyendo algunos valores para solventes clorados y mezclas alcohol-agua. En esta correlación la viscosidad del líquido se multiplica por las volatilidades relativas de los componentes clave.

Fig.2.9.2 Eficiencia total de la columna para fraccionamiento

Eduljee (1958) ha expresado la correlación de O’ Connell en la forma de una ecuación:

donde “µa” es la viscosidad molar promedio del líquido en Ns/m2 y “αa” es la volatilidad relativa promedio del clave ligero.

De este modo, se obtiene un valor de E0 del 50.7%

Con este valor de eficiencia, podemos calcular el número de etapas reales de la

columna, sabiendo además que el simulador CHEMCAD nos ofrece un número de 17 platos ideales, a través de la ecuación:

76

100_º_º

0 ×=realesetapasn

idealesetapasnE

Por tanto, el número real de platos de la columna, a partir de los 17 teóricos

obtenidos con el simulador CHEMCAD, es de 34 platos reales

2.9.2- DISEÑO HIDRODINÁMICO

El diseño hidrodinámico de una columna consiste en la determinación de una serie de parámetros que resultan imprescindibles en el diseño de la misma, como lo son el diámetro, altura, tipo de columna, pérdida de carga, condiciones de inundación y tipo de columna. Tipo de columna

En la destilación es esencial un adecuado contacto entre las fases vapor y líquido. Para ello es necesario disponer de una amplia superficie de contacto. Este contacto será localizado en determinados puntos del equipo (columnas de platos) o en todos los puntos del equipo (columnas de relleno).

Por otro lado, las torres de relleno a menudo permiten una operación con más

baja caída de presión que las unidades de platos lo cual puede ser una mayor ventaja para casas de servicio a alto vacío, y el coste de una torre de relleno capaz de hacer el servicio equivalente es a menudo considerablemente menor que el de una torre de platos.

La torre consiste en una serie de platos individuales, cada uno equipado con una

serie de unidades de contacto para conseguir el contacto entre la fase gas y la fase líquida, y la transferencia de masa resultante. Tipo de platos

Se ha elegido un plato perforado, éstos son más usados por ser más económicos frente a los platos de campana.

77

Figura 2.9.3. Plato perforado

Este tipo de platos están más sujetos a inundación que los de campana, debido a la mayor altura del líquido en los tubos de bajada o al excesivo arrastre del líquido.

Respecto a la configuración geométrica, las perforaciones están situadas en vértices de triángulos equiláteros. El flujo de fluido debe ser como el que se muestra en la siguiente figura de forma que se evite al máximo el recorrido alrededor de las perforaciones. La disposición triangular es la que más minimiza el By-pass alrededor de las perforaciones.

Figura 2.9.4. Distribución de las perforaciones en platos perforados

El área ocupada por las perforaciones (Ah) se relaciona con el diámetro ocupado por las perforaciones y la distancia entre perforaciones mediante la siguiente expresión:

2

·905.0

=P

dAA h

Th

Siendo AT el área del plato menos el área de la zona sin perforaciones tales como

el área de los vertederos y el área de la zona de calma, dh es el diámetro de las perforaciones y P es la distancia entre el centro de las perforaciones.

La fracción de área perforada (Ah/AT) en platos perforados comerciales está generalmente entre 0.05 y 0.15 considerándose como óptimos valores 0.08 y 0.12. Vertedero

78

Los vertederos son conductos de simetría circular, rectangular, segmental y de tipo cuerda que conducen el líquido desde el plato superior hasta el inferior en la columna de destilación. En nuestro caso, hemos seleccionado un vertedero tipo cuerda que se muestra en la siguiente figura. El vertedero tipo cuerda es de los más usados en las columnas de destilación. Tiene una buena área, además de presentar notables ventajas económicas debido a su simplicidad.

Figura 2.9.5 Vertedero tipo cuerda

Por otra parte, el extremo del vertedero debe estar lo suficientemente próximo a la superficie del plato inferior como para conseguir que el líquido haga de cierre – sello hidráulico- y así se evite que las burbujas del gas suban por el vertedero en cortocircuito con el plato superior.

En nuestro caso usaremos un sello hidráulico tipo rebosadero, usado para

asegurar el sellado del vertedero.

Figura 2.9.6. Sello hidráulico tipo rebosadero Altura de la columna

La altura total de la columna está dada por la ecuación: H = Z + S + T, donde “H” es la altura total de la columna en m, “Z” la altura neta (ocupadas por las etapas de contacto) en m, “S” la altura de la base, aproximadamente 1.8 m (6 pies) y “T” la altura de la parte superior, aproximadamente de 0.5 a 1 m (2 a 3 pies).

La altura neta, Z de la columna está dada por:

79

lE

NZ ×

−=0

1

donde “N” es el número de etapas teóricas, “E0” la eficiencia global de la columna y “l” el espaciado entre platos. La altura neta “Z” calculada de ese modo resulta un valor de 24.05 m. La altura de la base “S” es 1.8 m y la altura de la parte superior “T” es de 1 m. Por tanto , la altura total de la columna es de 26.85 m. 2.9.2.1- HIDRAÚLICA DE PLATOS

Los valores recomendados para el diseño hidrodinámico de la columna de destilación se encuentran en la siguiente tabla:

Parámetro Símbolo Valor recomendado Opciones

Espaciado entre platos

ts 24’’ 12’’(mínimo práctico)-48’’ (máximo)

Espesor del plato td 0.078’’ 0.4 < td/dh < 0.7 Diámetro de las perforaciones

dh 3/8’’ 1/8’’ (mínimo)-1’’ (máximo)

Altura del rebosadero

hw 2’’ ½’’(mínimo)-6’’ (máximo)

Número de pasos NP 1 1 (mínimo)- 0.377 (AT)^0.5 (máximo) Factor de inundación

Ff 0.82 0.65 (vacio)-0.82 (máximo)

Factor de goteo Wf 0.6 Para una flexibilidad T = 2 Factor de espuma Sf 1 (normal) 0.85 (modernamente espumante);

0.73(espumante); 0.6 (muy espumante); 0.3 (espuma estable)

Con respeto a los valores recomendados en bibliografía, se han empleado los siguientes:

Espaciado entre platos 0.762 m Espesor del plato 0.0019812 m Diámetro del hueco 0.00635 m Distancia centros perforaciones

0.0191 m

Altura rebosadero 0.0508 m

80

Factor de espuma 1 Factor de inundación 0.8 Número de pasos 1

2.9.3- DISEÑO DE LOS DISPOSITIVOS QUE CONFORMAN LA COLUMNA DE PLATOS

a) Diseño para alimentaciones intermedias a las columnas

Existen diferentes dispositivos para la introducción de una alimentación intermedia a la columna de platos, eligiendo el dispositivo que se muestra en la figura 2.8 por ser el más adecuado cuando la composición contiene algo de vapor y también por disponer de un distribuidor el cual nos permite una repartición homogénea del flujo líquido/vapor a través de todo el plato debido a que éste consta con un gran diámetro. Este tipo de dispositivo es usado para columnas donde la longitud del rebosadero excede los 5 ft. La distancia recomendada entre el distribuidor y el vertedero varía entre 3 y u in. Las aperturas del distribuidor deben estar orientadas 45º desde la vertical hacia el vertedero.

Figura 2.9.7 Dispositivo alimentación intermedia

En la etapa número uno, obtenemos un caudal de 384.46 m3/h (0.1068 m3/s),

además si suponemos una velocidad típica en tuberías de 1.5 m/s, calcularemos el área de la tubería de alimentación y el diámetro de la misma.

20712.0

5.11068.0

mV

QA ===

mDD

A 3011.04· 2

=→= π

b) Dispositivos de fondo de columna

Se va a utilizar un dispositivo con deflector y de un paso por el rehervidor, estos

equipos se utilizan normalmente con hervidores termosifonados en grandes columnas (> 3 ft in de diámetro). Estos dispositivos proporcionan un flujo constante de líquido al rehervidor. Esta característica es muy importante en sistemas a vacío para un funcionamiento estable del termosifón. El dispositivo de un paso por el hervidor solo se

81

puede usar cuando la cantidad de líquido vaporizada es menor del 20-30 por ciento de la cantidad de líquido que desciende por la columna. Esto se debe a que la termosifonación está limitada a una vaporización del 20 al 30%.

Figura 2.9.8 Dispositivo fondo columna

• El caudal de la tubería de salida al rehervidor es de 0.01688 m3/s

mdd

smV

Qs 11973.0

4·

01126.05.1

01688.0 2

=→=→=== π

• Con este diámetro podemos dimensionar el dispositivo:

''752.10445.0 == mc ''252.2''2/1 =+= cw

''461.62 =+= dx ''6=y

''691.6'·'5.1''461.12 =>=+ dyx

2.9.4- DISEÑO MECÁNICO En la torre de destilación se producen transformaciones físicas de las sustancias, por tanto son consideradas recipientes a presión, ya que se encuadran entre los aparatos constituidos por una envolvente metálica que es capaz de contener un fluido líquido o

82

gaseoso, cuyas condiciones de temperatura y presión son distintas a las del medio ambiente. Todo recipiente a presión consta de:

• Envolvente o Cubierta o Cabezales

• Dispositivos de sujeción o apoyo • Conexiones • Accesorios

Envolvente

Es una envoltura metálica que forma propiamente el recipiente. Los aparatos cilíndricos son los más utilizados, y en ellos la envolvente está formada, básicamente, por dos elementos: la parte cilíndrica (carcasa) y los fondos o cabezales. Si la cubierta está constituida por varios cilindros de diversos diámetros, la unión entre ellos se realiza generalmente por figuras troncocónicas que realizan la transición. Cubierta La cubierta está formada por una serie de virolas soldadas unas con otras, y la suma de las alturas de los cilindros obtenidos por las virolas es la requerida por la cubierta.

Las cubiertas pueden ser además de simples o estar compuestas por un metal y un revestimiento interno o externo, de diversa naturaleza y función:

• Vitrificada: Se usan para el contacto con atmósferas corrosivas. Las bocas y

accesorios internos no deben vitrificarse • Refractarios: Permiten reducir costes cuando la temperatura excede la del uso de

los metales comunes. Se refrigeran bien con aire o con camisas de agua. Cabezales Los cabezales o fondos son las etapas que cierran la carcasa. Normalmente son bombeados. En todos los fondos se realiza la transición de una figura bombeada a una cilíndrica, que es la cubierta; esta línea de transición está sometida a grandes tensiones axiales y es por tanto, el punto más débil de los recipientes; así que no es aconsejable realizar la soldadura de unión fondo cubierta en esta línea. De entre todos los tipos de cabezales existentes son los elípticos los más idóneos para el diseño de las torres de extracción y destilación, ya que en ambas operaciones se trabaja a baja, media presión. Son los fondos formados por una elipse de revolución. Los fondos empleados son los elípticos con relación de ejes 2:1

83

Dispositivos de sujeción y apoyo Todos los recipientes están sometidos a diversas cargas, el peso propio, peso del líquido en operación normal, peso de todos los accesorios internos o externos, cargas debido al viento, incluso, las cargas debidas a un terremoto. Es por esto, por lo que todo recipiente debe ser soportado. Los dispositivos de apoyo, así como los pernos de anclaje que los fijan al suelo o estructura portante, deben estar dimensionados para que resistan cada una de las condiciones de carga posible del recipiente. Las dos columnas son recipientes verticales, por tanto, los dispositivos de apoyo pueden ser patas, faldón cilíndrico o cónico o ménsulas. De entre todos estos dispositivos, es el faldón cilíndrico o cónico el tipo de apoyo más utilizado para torres y recipientes de tamaño medio y grande. Ya que estos recipientes no pueden ser soportados por patas, tanto por su tamaño como por tener que transmitir esfuerzos grandes. Los faldones cilíndricos consisten en un cilindro soldado al fondo, repartiéndose la carga a lo largo del perímetro de la circunferencia de la soldadura, evitando concentraciones de esfuerzos en la envolvente y disminuyendo la presión transmitida al suelo. Los pernos de anclaje se sitúan a lo largo del perímetro de la circunferencia de apoyo y a una distancia entre 400 mm y 600 mm, según el tamaño y el número requerido. En todo caso, el número de pernos deberá ser múltiplo de 4 (4, 8, 12, 20, 24). Para evitar momentos debidos al peso del recipiente se debe realizar el faldón de forma que su diámetro medio coincida con el diámetro medio de la cubierta. Al diseñar el faldón se ha de tener en cuenta que ha de incluirse un acceso a su interior y unas ventilaciones para evitar la acumulación de gases en su parte interna. Conexiones Todo recipiente debe tener como mínimo una conexión de entrada del fluido y otra de salida, aunque siempre tienen muchas más. Seguidamente se indican los servicios más comunes que precisan conexiones en el recipiente:

84

• Den entrada y salida de fluidos • Para instrumentos, como manómetros, termómetros, indicadores o reguladores

de nivel. • Para válvula de seguridad • Para servicios tales como drenaje, venteo, de limpieza, paso de hombre, paso de

mano, etc.

Salvo en casos excepcionales, las conexiones se realizan embridadas, ya que permiten su montaje sin tener que realizar ningún corte ni soldadura. Solamente en casos de fluidos extremadamente tóxicos, o altamente explosivos en contacto con el aire, se realizan las conexiones soldadas. Se ha realizado el diseño con conexiones embridadas.

Las diversas partes que conforman la conexión embridada son las siguientes:

• Tubuladura • Placas de refuerzo • Brida • Pernos y turcas • Juntas o guarniciones • Tapas o bridas ciegas para las conexiones de servicios

Accesorios externos

Los más comunes son:

• Soportes de instalación del aislamiento • Anclajes para aplicación de protección contra incendios • Soportes de escalera y plataformas • Soportes para tuberías • Pescantes

Material

Tanto las características de corrosión de los fluidos involucrados y los costos deciden al material aceptable para la construcción de la carcasa y los platos.

Se ha elegido acero inoxidable AISI 304 tanto para la construcción de la carcasa

como para los platos al no ser especialmente corrosivos los componentes de la corriente de proceso.

El acero inoxidable AISI 304 es una aleación con 18% Cr y 8% Ni con una

excelente resistencia a la corrosión, a la presión y disponibilidad en el mercado. La temperatura máxima de operación para el acero inoxidable AISI 304 es de 760º C. la dureza del acero inoxidable AISI 304 es de 160 HB Espesor

85

Para el cálculo del espesor de la cubierta cilíndrica elegida, se emplea la expresión:

CPES

RPt +

−=

6.0··

Para el cálculo del espesor del cabezal semielipsoidal elegido, utilizaremos la

siguiente expresión:

CPES

DPt +

−=

2.0··2

·

Donde “t” es el espesor de la cubierta en pulgadas, “P” es la presión máxima de trabajo en PSI, “R” es el radio interno, en pulgadas, “S” es el esfuerzo máximo admisible, en lb/pulg2, “E” es la eficacia de la soldadura y “C” es la concesión de la corrosión, en pulgadas.

La presión máxima de trabajo es el resultado de multiplicar la presión de trabajo por 1,25. De esta forma:

PSIatmP 5.72525.14 ==×=

La norma ASME indica valores de los esfuerzos máximos admisibles (S, lb/pulg2) para cada material en función de la temperatura de trabajo.

Interpolando para la temperatura media de trabajo (T = 44.05º C) se obtiene un valor de tensión de 17.2 kPSI/pulg2, es decir, S = 17200 PSI/pulg2.

Interpolación de esfuerzos

S (Kpsi/pulg2) Temperatura (ºC) -30 18.7 340 11.2 17.2 44.05

Para el diseño de los cabezales y de la cubierta, se toma una eficiencia de

la junta como soldadura doble inspeccionada visualmente, donde E toma el valor de 0.85. Finalmente, la concesión de corrosión, C, vale 0.125 pulgadas.

86

Presión Operación, P (atm) 4 Presión de Diseño, Pmax(atm) 5 Presión de Diseño, Pmax (PSI) 72.5 Diámetro (pulg) 234.02 Eficiencia junta (Adim) 0.85 Esfuerzo máximo admisible, S (PSI/pulg2) 17200

Pulgadas Metros Espesor cubierta cilíndrica 1.414 0.0359 Espesor cabezal elipsoidal 1.411 0.0358

87

2.9.5.- HOJA DE ESPECIFICACIONES HOJA DE ESPECIFICACIONES TORRE DE DESTILACIÓN T-100

CLIENTE: Dpto. Ing. Química y Ambiental, UPCT SOLICITUD Nº : 1 PLANTA: FECHA: SERVICIO DE LA UNIDAD:


Caudal total Kg/h 689276 Líquido Kg/h 343209 Vapor Kg/h 346067 Temperatura cabeza º C 4.6 Temperatura fondo º C 83.5 Presión de operación Atm 4 Densidad líquido Kg/m3 733.722 Densidad vapor Kg/m3 2560 Viscosidad Pa·s 0.0003 Conductividad térmica W/m·

k 0.183

Tipo de columna - Columna de platos

CARACTERÍSTICAS TÉCNICAS PLATOS SOPORTE

Número de Platos 28 Tipo Perforados

Diámetro perforaciones Pulg. 0.25 Altura rebosadero Pulg. 2

Longitud rebosadero Pulg. 180.04 Espaciado entre platos Pulg. 30

Espesor Pulg. 0.078 Nº pasos 1

DIMENSIONES DE LA COLUMNA

Diámetro interior cubierta m 5.944 Altura total columna m 26.85 Caída presión total atm 0.22 Espesor cubierta m 0.0359

Cabezales Elípticos Espesor cabezal m 0.0358

Apoyo y sujecciones - Faldón

MATERIALES

Envolvente Acero inoxidable AISI-304 Platos

Soporte Acero inoxidable AISI-304

CONSTRUCCIÓN

Presión de diseño Atm Inspección taller Presión de prueba Atm Radiografía Temperatura de diseño ºC Prueba hidrostática

NOTAS NºRev Fecha Revisado por Comprobado Aprobado

Item T-100

88

2.10. REHERVIDOR E-500

En el caso del rehervidor, el diseño es muy parecido al del condensador, teniendo en cuenta que esta vez el fluido entrante es líquido que sale como vapor, sin que se produzca una disminución de la temperatura, sino solamente un cambio de fase. Es por ello por lo que en esta ocasión únicamente se debe tener en cuenta el calor latente de vaporización y no el calor sensible.

El mecanismo de transferencia de calor desde una superficie sumergida hacia la

masa de un líquido depende de la diferencia de temperatura entre la superficie caliente y el líquido y consta de cuatro estados o regímenes:

1. Convección natural: A valores de ∆Tb < 10º C, cuando el líquido está

por debajo de su punto de ebullición, el calor es transferido por convección natural, así, sobre la superficie caliente ocurre una lenta ebullición formándose burbujas de vapor las cuales ascienden a la superficie del líquido donde se libera formando vapor.

2. Ebullición nucleada: Se forman núcleos de vapor en oquedades de la

superficie. Estos núcleos crecen vaporizando el líquido que les rodea hasta que la fuerza de empuje los eleva a la superficie en forma de burbujas. Los vaporizadores se diseñan para operar en este régimen.

3. Régimen intermedio: Caracterizado por la formación ocasional de una

película de vapor que aísla térmicamente la superficie del seno del líquido. Transmisión de calor inestable. Debe evitarse este régimen.

4. Ebullición en película: A grandes valores de ∆Tb se forma una película de vapor prácticamente estática entre la superficie del tubo y el seno del líquido.

Figura 2.9 – distintos regímenes en la vaporización de un fluido

89

Se desea realizar una vaporización parcial del líquido que sale por el fondo de la columna para devolver parte de él a la torre de destilación.

Dado que el calderín se cuenta como una etapa más, la corriente de entrada será

la del penúltimo plato, siendo:

Figura 2.10 – Composición de la corriente en el penúltimo plato de la columna (Chemcad)

En este caso, el método de diseño a seguir es el que se esquematiza en la siguiente figura:

Figura 2.11 – Proceso general de diseño para un vaporizador

90

2.10.1.- SELECCIÓN DEL FLUIDO TÉRMICO

Como podemos observar en la siguiente tabla, el líquido que se obtiene por la parte inferior de la columna se encuentra a 359.4 K y se pretende calentar hasta alcanzar una temperatura de 359.6 K.

Agua Te = 400 K Ts = 390.4 K Proceso Te = 359.4 K Ts = 359.6 K ∆T1 =Ts(agua) – Te (proceso) 31 ∆T2 = Te(agua) – Ts (proceso) 40.4

LMTD 35.49

La expresión destinada al cálculo de la LMTD tiene la forma:

2

1

21

lnT

TTT

LMTD

∆∆

∆−∆=

Los fluidos se disponen en contracorriente y las diferencias de temperaturas se reflejan en la figura 2.12

Figura 2.12.- Contacto en contracorriente

Se ha seleccionado como fluido térmico agua, ya que la temperatura del líquido

a la salida de la columna es inferior a 373 K (100º C). Los fluidos se disponen a contracorriente y las diferencias de temperatura se

reflejan a continuación.

91

2.10.2.- DISTRIBUCIÓN DE FLUIDOS Y TIPO DE INTERCAM BIADOR Distribución de los fluidos Se ha determinado que el fluido que debe ir por el interior de los tubos es el agua (fluido térmico) y por la carcasa el de proceso. Por tanto, la vaporización se produce en el exterior del haz de tubos. Selección del tipo de intercambiador El vaporizador diseñado es un Kettle. En el tipo Kettle el haz de tubos es en “U” y está dentro de una carcasa de diámetro aumentado para facilitar la separación del vapor. Un rebosadero mantiene el nivel de líquido por encima del haz de tubos. El vaporizador interno no tiene carcasa y la longitud del haz de tubos está limitado por el diámetro de la columna.

Figura 2.13.- Intercambiador tipo Kettle

La principal ventaja que ofrece este vaporizador será su estabilidad, es insensible a grandes cambios en los caudales y condiciones de proceso, además es útil para altos flujos de transmisión de calor. Su coste es intermedio, ya que el aumento de coste por la mayor carcasa se compensa por el menor coste en tuberías. Tiene tendencia al ensuciamiento. La elección del tipo de vaporizador se ha llevado a cabo siguiendo el esquema de la figura 2.14:

Figura 2.14.- Esquema tipo vaporizador

92

Puesto que el fluido es limpio, de baja viscosidad y gran área requerida, se ha seleccionado el Kettle.

Tema

El intercambiador de carcasa y tubo será según la denominación TEMA del tipo AKT .

• El cabezal tipo A – o tipo carrete-, es la configuración estándar para

fluidos sucios en el lado de los tubos pues permite la limpieza de los tubos con facilidad tan solo con desmontar la tapa, no siendo necesario desmontar las conexiones a proceso.

Figura 2.15.- Cabezal

• La carcasa tipo K es una carcasa de flujo cruzado, empleada en los evaporadores de marmita (Kettle). Se caracteriza por presentar un espacio superior para la separación del vapor en forma de una carcasa de mayor diámetro.

Figura 2.16.- Carcasa

• El cabezal de retorno es de tipo T, se trata de un cabezal flotante extraíble, en éste, el haz de tubos se puede retirar del casco sin desmontar ni la cubierta del casco ni la del cabezal flotador. Esta característica reduce el tiempo de mantenimiento durante la inspección y las reparaciones.

Figura 2.17.- Cabezal de retorno

93

Material de construcción

Como material de diseño, tanto para la carcasa como para los tubos se ha elegido acero al carbono, debido a su bajo coste. 2.10.3.- ASIGNACIÓN DE LOS PARÁMETROS GEOMÉTRICOS La asignación de los parámetros geométricos que se citan a continuación tiene como objeto el cálculo del calor disponible con el fin de poder evaluar el sobredimensionamiento del diseño del equipo. Dicho proceso llevado a cabo es un proceso iterativo de ensayo y error, siendo los resultados finales obtenidos los señalados a continuación. Diseño de los tubos Pulgadas Metros Espesor del tubo (Xw) - (18 BWG) Diámetro exterior (Dot) 0.98 0.025 Diámetro interior (D it) 0.87 0.022 Longitud de tubo 240.16 6.1 Número de tubos - 4226

Diseño de la carcasa Se ha seleccionado un arreglo triangular para la disposición de los tubos. El ángulo del arreglo triangular dispuesto es de 60º.

El número de pasos en la carcasa depende del cabezal de retorno. Con el escogido para el diseño, el número de pasos es 2. Pulgadas Metros Diámetro carcasa exterior 151.2 3.84 Diámetro carcasa interior 150 3.81 Espaciado entre tubos 1.25 0.03175

94

Deflectores Los deflectores tienen como función principal guiar al fluido que circula por la carcasa, aumentando mediante su correcto diseño el coeficiente de transmisión de calor. Los deflectores segmentados dan un alto coeficiente de transmisión de calor.

Figura 2.18.- Deflectores segmentados

Espaciado entre deflectores (Lb) 0.8635 m Tipo Segmentados Corte deflectores 15% Número deflectores 10

´

Área Área total (m2) 2055.69 Área requerida (m2) 1766.12 Área efectiva (m2) 2021.43

2.10.4.- EVALUACIÓN DEL DISEÑO Sobredimensionado El diseño será correcto si el calor disponible es mayor al calor requerido como es el caso. Para llegar a este diseño se han ido modificando los parámetros geométricos tales como el diámetro exterior de tubo, longitud de tubo, diámetro de la carcasa, número de tubos y espesor de los mismos.

%46.1410031.1399

31.139931.1602100% =×−=×

−=

req

reqdisp

Q

QQS

Además el sobredimensionamiento con respecto a los calores debe estar entre un 10 y un 20%. En nuestro caso obtenemos un 14.46%, lo cual se considera aceptable. Velocidad en tubos y carcasa La velocidad en los tubos es de 1.43 m/s mientras que la velocidad en la carcasa tiene un valor de 1.46 m/s, considerándose ambos valores aceptables con los requerimientos del diseño.

95

2.10.5.- HOJA DE ESPECIFICACIONES

HOJA DE ESPECIFICACIONES INTERCAMBIADOR DE CALOR E-500


CONDICIONES DE OPERACIÓN TUBOS CARCASA

Fluido circulante - Agua C. Proceso Caudal total Kmol/h 8514.48 11525.88

Temperatura entrada ºC 127 87.41 Temperatura salida ºC 117.44 87.2

Presión Atm 2 2.22

DATOS DE DISEÑO Coeficiente de transmisión W /m2 ·K 1602.31

LMTD º C 35.49 Área disponible M2 2021.43

TEMA - AKT Deflec tores - Segmentados

Nº Deflectores - 10 Corte % 15

Sobredimensionado % 14.46

DISEÑO TUBOS DISEÑO CARCASA Nº Tubos - 4226 Disposición -

Diámetro exterior Pulgadas 0.98 Diámetro carcasa Pulgadas 151.2 Diámetro interior Pulgadas 0.87 Diámetro haz de tubos Pulgadas

Espesor BWG 18 Espesor M Espaciado Pulgadas 1.26 Longitud m 6.1

Claro Pulgadas Pérdida de carga atm 0.34 Pérdida de carga atm 0.34

MATERIALES

Carcasa Acero al carbono Deflectores Acero al carbono Cabezales Acero al carbono Toberas Acero al carbono

Tubos Acero al carbono Aislamiento CONSTRUCCIÓN

Presión de diseño atm Inspección taller Presión de prueba atm Radiografía Temperatura de diseño ºC Prueba hidrostática


Item E-500

96

2.11. CONDENSADOR E-400

El condensador es la primera etapa ideal en el cálculo de las columnas de destilación. En él se pretende condensar el vapor de salida de la columna. El líquido obtenido en el condensador, se divide en el reflujo, una fracción que se recircula a la columna, manteniéndose un flujo descendiente a través de ella, estableciendo el contacto con la fase vapor ascendente, y otra fracción que forma la corriente número 15 del proceso. El diseño óptimo del condensador va a ser muy importante ya que constituye uno de los costes energéticos más importantes del proceso. Según la teoría de la condensación, cuando el vapor a condensar es una mezcla multicomponente, como es el caso, se va a formar una interfase condensado-vapor en la que la condensación de las moléculas condensantes es menor, y se centran allí moléculas no condensantes. Esto genera un gradiente que hace que la temperatura del vapor (Tv) y la temperatura del condensado (Tc) difieran, provocando la aparición de dos resistencias a la transmisión del calor: una en la película estacionaria en el vapor y otra formada por la propia película de condensado. Por tanto se puede decir que:

Figura 2.19.- Teoría de la condensación

( ) ( )VaporcondensadootransferidCalorCondensadovaporotransferidCalordQ →+→= ____

)()( TwTchTcTvhdQ cfv −+−=

Hay que tener en cuenta que el calor transferido desde el vapor al condensado se descompones a su vez en calor sensible y calor latente, el cociente de estos últimos se denomina factor de difusión (Φd).

97

Por tanto, el calor se va a determinar mediante:

( ) ( ) ( )WCcfACAVAGvapsv TThPPkTcTvhdQ −+−+−= λ

Se ha considerado que las composiciones de la corriente de entrada al condensador se corresponden con las del plato 1 de la columna de destilación, si bien, puede ser que CHEMCAD considere este plato 1 como el propio condensador:

Figura 2.20.- Composición de la corriente en el plato superior de la columna (Chemcad)

En este caso, el método de diseño a seguir es el que se esquematiza en la siguiente figura:

Figura 2.21- Proceso general de diseño para un condensador

98

2.11.1.- SELECCIÓN MEDIO REFRIGERANTE Se pretende disminuir la temperatura desde 349.35 K hasta 277.57 K, por tanto, no podemos utilizar como fluido refrigerante agua ya que el punto de congelación de ésta es de 0 ºC (273 K). Por ello, se ha elegido como fluido refrigerante freon 134a.

Freon 134a Te = 243.87 K Ts = 250 K Proceso Te = 349.35 K Ts = 277.57 K

∆T1 =Ts(freon 134a) – Te (proceso) -99.35 ∆T2 = Te(freon 134a) – Ts (proceso) -33.7

LMTD 60.7 La expresión destinada al cálculo de la LMTD tiene la forma:

2

1

21

lnT

TTT

LMTD

∆∆

∆−∆=

En cuanto al cálculo de la LMTD, se ha llevado a cabo con un contacto a contracorriente entre el fluido refrigerante (freon 134a) y el vapor a condensar.

Figura 2.22.- Contacto en contracorriente

2.11.2.- DISTRIBUCIÓN DE FLUIDOS Y TIPO DE INTERCAM BIADOR Distribución de los fluidos Se ha determinado que el fluido que debe ir por el interior de los tubos es el de proceso y por la carcasa el freon 134a. Por tanto, la condensación se produce en el lado de los tubos.

99

Selección del tipo de intercambiador El condensador diseñado es vertical de tipo “E” como el que se muestra en la figura 2.18. Su principal inconveniente es que no permite una limpieza mecánica obligando a realizar limpiezas químicas aunque cabe destacar como ventaja que la operación es estable.

Figura 2.23.- Condensador vertical tipo E

Además, es un intercambiador de placas tubulares fijas cuya elección se ha realizado siguiendo el siguiente esquema:

Figura 2.24.- Selección del tipo de intercambiador

Los intercambiadores de placas tubulares fijas son de bajo coste aunque como

inconveniente cabe destacar su limitación a fluidos limpios por carcasa y su incapacidad de absorber el stress térmico de grandes diferencias de temperatura.

100

Tema

El intercambiador de carcasa y tubo será según la denominación TEMA del tipo AEL .

• El cabezal tipo A – o tipo carrete-, es la configuración estándar para fluidos sucios en el lado de los tubos pues permite la limpieza de los tubos con facilidad tan solo con desmontar la tapa, no siendo necesario desmontar las conexiones a proceso.

Figura 2.25.- Cabezal

• La carcasa tipo E es la más común. Es una carcasa en un solo paso en donde el fluido entra por un extremo y sale por el otro.

Figura 2.26.- Carcasa

• El cabezal de retorno es tipo L . Con estos cabezales de retorno, el haz

de tubos queda fijado por ambos extremos a las placas tubulares por lo que se les llama cambiadores de placas tubulares fijas. Su principal ventaja es su bajo coste debido a la sencillez de sus cabezales. Sus principales desventajas son que está limitado a fluidos limpios por la carcasa (no puede limpiarse mecánicamente) y al estar fijo no tiene libertad para dilatar quedando limitado a pequeños saltos térmicos.

Figura 2.27.- Cabezal de retorno

Material de construcción

Como material de diseño, tanto para la carcasa como para los tubos se ha elegido acero al carbono, debido a su bajo coste.

101

2.11.3.- ASIGNACIÓN DE LOS PARÁMETROS GEOMÉTRICOS Tal y como hemos expresado previamente en el caso del intercambiador de calor E- 500, el modo de proceder para el diseño de cualquier tipo de intercambiador consiste en un proceso iterativo de asignación de los parámetros que se enuncian a continuación en función de determinados posibles valores y variando según los criterios previamente establecidos, los cuales se encontrarán tabulados. Tras realizar el proceso iterativo de asignación de los distintos parámetros pertinentes para conseguir el diseño del intercambiador se detectaron dos problemas:

• Las velocidades tanto en tubos como en carcasa obtenidas son muy elevadas

• El sobredimensionado excede el 20%

Se ha decidido insertar dos condensadores iguales en paralelo ya que el programa de simulación Chemcad no contempla la posibilidad de trabajar con una columna con dos condensadores ya incluidos en ella.

Así, los valores finales obtenidos en el diseño del intercambiador E-400 una vez insertados los dos condensadores en paralelo se muestran a continuación. Diseño de los tubos Pulgadas Metros Espesor del tubo (Xw) - (18 BWG) Diámetro exterior (Dot) 1.25 0.03175 Diámetro interior (D it) 1.12 0.0284 Longitud de tubo 120 3.048 Número de tubos - 68

Diseño de la carcasa Se ha seleccionado un arreglo triangular para la disposición de los tubos. El ángulo del arreglo triangular dispuesto es de 60º.

El número de pasos en la carcasa depende del cabezal de retorno. Con el escogido para el diseño, el número de pasos es 1. Pulgadas Metros Diámetro carcasa 15.25 0.38735 Claro entre tubos 0.71 0.0179 Espaciado entre tubos 1.56 0.0397

102

Deflectores Espaciado entre deflectores (Lb) 0.1743 m Tipo Segmentados Corte deflectores 15% Número deflectores 44

´

Área Área total (m2) 20.67 Área requerida (m2) 16.91 Área efectiva (m2) 18.77

2.11.4.- EVALUACIÓN DEL DISEÑO Sobredimensionado A continuación hay que evaluar la idoneidad del diseño, si este incumple las condiciones posteriormente indicadas, habrá que modificar los parámetros de diseño:

• Diámetro de la carcasa (Ds) • Longitud del tubo (Lt) • Diámetro exterior del tubo (Dot) • Pitch (P) • Corte entre deflectores (C) • Espaciado entre deflectores (Lb)

%01.1110091.16

91.1677.18100% =×−=×

−=

req

reqdisp

A

AAS

Además el sobredimensionamiento con respecto a los calores debe estar entre un 10 y un 20%. En nuestro caso obtenemos un 11.01%, lo cual se considera aceptable. Velocidad en tubos y carcasa La velocidad en los tubos es de 2.73 m/s mientras que la velocidad en la carcasa tiene un valor de 1.55 m/s, considerándose ambos valores aceptables con los requerimientos del diseño.

A la luz de los resultados obtenidos se puede concluir que el diseño es idóneo, ya que cumple los requisitos imprescindibles en cuanto a sobredimensionamiento y velocidades tanto en carcasa como en tubos.

103

2.11.5.- HOJA DE ESPECIFICACIONES HOJA DE ESPECIFICACIONES INTERCAMBIADOR DE CALOR E-400



TUBOS CARCASA Fluido circulante - C. Proceso Freon 134ª

Caudal total Kmol/h 33.21 4.52 Temperatura entrada ºC 76.35 -23 Temperatura salida ºC 4.57 -29.13

Presión Atm 2 1.2



TEMA - AEL Deflectores - Segmentados

Nº Deflectores - 44 Cort e % 15


DISEÑO TUBOS DISEÑO CARCASA Nº Tubos - 68 Disposición - vertical

Diámetro exterior Pulgadas 1.26 Diámetro carcasa Pulgadas 15.25 Diámetro interior Pulgadas 1.10 Diámetro haz de tubos Pulgadas

Espesor BWG 18 Espesor m Espaciado Pulgadas 1.57 Longitud Pies

Claro Pulgadas 0.71 Pérdida de carga Atm 0.34 Pérdida de carga Atm 0.34

MATERIALES


Tubos Acero al carbono Aislamiento

CONSTRUCCIÓN Presión de diseño atm Inspección taller Presión de prueba atm Radiografía Temperatura de diseño ºC Prueba hidrostática


Item E-400

104

2.12. COLUMNA DE DESTILACIÓN T-200

2.12.1. DISEÑO DE LA COLUMNA. Para realizar el balance de materia de la columna de destilación tenemos en cuenta la corriente de la alimentación de la columna (T-200). Los datos de la alimentación de la columna (T-200) son los siguientes:

Temp K 356.459 Pres atm 2 Fracción de vapor 0 Entalpía MJ/h -319847.2 Corriente total 1365.756 Unidad corriente total Kmol/h Unidad composición Fracción molar Monóxido de carbono 0 Hidrógeno 0 Metanol 0.9920647 Metano 0 Dióxido de carbono 0 Agua 0.00707895 Etano 0 Dimetil éter 3.5567e-17 Etanol 0.0008486 Acetona 7.8212e-6 Freón 134ª 0

Composición de la alimentación Se realiza un balance de materia para determinar la composición de las corrientes del fondo y de la cabeza. Para ello, hay que tener en cuenta que es una corriente de alimentación de 1356.76 kmol/h y que se pretende obtener 41.670 Kg/h y con una pureza no inferiior de 0.998% de metanol. Se obtiene las siguientes tablas:

Corriente de cabeza Temp K 356.5112 Pres atm 2 Fracción de vapor 0 Entalpía MJ/h -317971 Corriente total 43283.58 Unidad corriente total Kg/h Unidad composición Kg/h Monóxido de carbono 0 Hidrógeno 0 Metanol 42980.15 Metano 0 Dióxido de carbono 0

105

Agua 262.1126 Etano 0 Dimetil éter 2.2378e-12 Etanol 40.69696 Acetona 0.6203644 Freón 134ª 0

Corriente de fondo:

Temp K 363.3396 Pres atm 2 Fracción de vapor 0 Entalpía MJ/h -5624.616 Corriente total 22.22605 Unidad corriente total Kmol/h Unidad composición Kmol/h Monóxido de carbono 0 Hidrógeno 0 Metanol 12.87145 Metano 0 Dióxido de carbono 0 Agua 9.092787 Etano 0 Dimetil éter 0 Etanol 0.2618143 Acetona 6.884161e-7 Freón 134ª 0

Se obtiene un caudal de cabeza de 432883.58 kmol/h y un caudal de fondo de 22.23 kmol/h. Para el cálculo del número mínimo de etapas utilizamos el método de Fenske. Método de Fenske Se aplica para una separación especificada entre los componentes clave de una mezcla multicomponente. Con ello se obtiene el número mínimo de etapas de equilibrio, que corresponde a la condición de reflujo total. La siguiente ecuación refleja los enriquecimientos relativos para cada par de componentes i, j a través de una columna de N etapas teóricas de equilibrio.

Donde;

106

αK es la volatilidad relativa entre los componentes clave i, j; donde i es el clave ligero y j es el clave pesado. En la composición se considera clave ligero al metanol y al resto clave pesado. Si la volatilidad relativa se puede considerar como constante, entonces la ecuación anterior se puede expresar de la forma:

Donde; i= componente clave ligero j= componente clave pesado l= Fondo de la columna de destilación N+1 = Cabeza de la columna de destilación K= es la constante de equilibrio entre la fase liquida y gas

αi,j = 2.54

plato I j 1 0.0000015 0,21

15 0,902 0,84

N min= 12.78 etapas redondeando nos quedan 13 etapas minimas. Correlación de O´Connell Se utiliza para estimar la eficiencia real de los platos ya que teóricamente suponemos una eficiencia del 100%, lo cual en la práctica no se puede llevar a cabo. Eduljee (1958) ha expresado la correlación de O´Connell de la siguiente forma:

plato Ki Kj αi,j 1 1,01 0,48 2,1 15 1,38 0,45 3,1

107

Donde: µ=Viscosidad molar promedio del líquido, Pa.s α = Volatilidad relativa promedio del clave ligero µ = 3 * 10-4 Pa.s α =2.54 E0=80% El número de platos reales se obtiene de la siguiente manera; Nreal= (12.78-1)/0.80=14.73 Por lo tanto, se obtiene 15 etapas reales. 2.12.2. HIDRÁULICA DE PLATOS. Se determinan los parámetros que resultan imprescindibles en el diseño de la columna, algunos de ellos son el diámetro, altura, tipo de columna, pérdida de carga y condiciones de inundación. Tipo de columna Se ha seleccionado una columna de platos tipo towr, estas son más usadas en comparación con las torres de relleno. Las columnas de platos permiten reducir la dispersión axial y se consigue un mayor contacto en cada etapa. Las columnas para extracción presentan los mismos problemas que en destilación: inundación, arrastre y, en menor medida, goteo. No obstante se ha elegido la columna de platos porque es mucho más efectiva que la de relleno cuando se opera con elevados volúmenes de líquido. Para el diseño hidráulico de la columna de platos que se ha elegido se realiza los siguientes pasos; Previamente se hara una configuración estándar, los datos están recogidos en la siguiente tabla:

Parametro Símbolo Valor unidades Espaciado entre platos Ts 25 pulgadas Espesor del plato Td 0,078 pulgadas Diámetro de perforaciones Dh 1,000 pulgadas Altura del rebosadero Hw 0,75 pulgadas Numero de pasos Np 1 - Factor de inundación Ff 0,82 - Factor de goteo Wf 0,6 - Factor de espuma Sf 0,79 -

Estos datos son tomados sin cálculo previo basándonos en los límites aceptables. Además se necesita la siguiente información adicional:

108

CORIENTE CAUDAL m3/h

CAUDAL ft3/s

CAUDAL Gpm

DENSIDAD kg/m3

DENSIDAD Lb/ft3

MASICO kg/h

GAS 40769,613 407,69613 - 2,261 0,12 262398,055

LIQUIDO 91,204 - 401,2976 729,391 45,51 220432,242

Velocidad de inundación.

Se calcula mediante la aplicacion de las siguientes fórmulas.

Unf 5,838484832 Ft/s

Cbs 0,38 Flv 0,046771854

109

Quedando la velocidad de inundación Us igual a 4.962712107 ft/s.

. Cálculo de la velocidad del líquido en el vertedero

Distribución geométrica del plato.

Los valores a estimar son el area total del plato, el area de los vertederos y el area activa, suponiendo para platos de un solo paso.

Donde: At= área total, ft2 Ad= área vertederos, ft2

197,5 gpm/ft2 199,59 gpm/ft2 218,22 gpm/ft2

At 82,1518801 ft2

Ad 2,45196496 ft2

Aa 77,24795018 ft2

110

Aa= área activa, ft2 V= caudal volumétrico de gas, ft3/s L= caudal volumétrico del líquido, gpm us= velocidad superficial del gas en condiciones de operación (0.85 x unf), ft/s ud= velocidad de líquido en el vertedero, gpm/ft2 Ff= factor de inundación, (adim) El resto de la geometría del plato se determina mediante las tablas adjuintas en donde se determina la anchura del vertedero (H) y la longitud del rebosadero (Lw) en función del cociente entre el área de vertederos y el área total del plato (Ad/At = 0.030)

H/D L/D A d/At 0675 5018 0292 0680 5035 0295 0685 5052 0298 0690 5069 0301 0695 5086 0304

El diámetro de la torre se obtiene a partir del área total, mediante:

D = 10.2299 ft Por último se determina la longitud de la trayectoria de flujo (FPL), como la distancia libre entre vertederos, esto es:

FPL = 8.828455 ft Recálculo del área activa por iteración

Usar las ecuaciones suministradas por cada fabricante de platos. Por ejemplo, para los internos más comunes hoy día (platos de válvulas) la empresa Glitsch Inc., sugiere usar para sus válvulas tipo Ballast la siguiente ecuación:

H/D 0,0687 Lw/D 0,5054

H 0,700752243 ft Lw 5,168175668 ft

111

Aa = 81.72 ft2

Donde: Aa = área activa, ft2 L = caudal volumétrico de líquido, gpm V = caudal volumétrico de gas, ft3/s ρL, ρv = densidad de líquido y vapor, lb/ft3 FPL = longitud de la trayectoria de flujo en el plato, ft Sf = factor de espuma, (adim) Ff = factor de inundación, (adim) Caf = factor de capacidad, (adim). Se obtiene en función del espaciado entre platos mediante la menor de las tres correlaciones siguientes: Carga del rebosadero. Para platos de un solo paso se calcula mediante,

WL = 77.64782504 gpm/ft WL = carga hidráulica del plato por unidad de longitud de rebosadero, gpm/ft L = caudal de líquido en el plato, gpm LW = longitud del rebosadero, ft Al ser la carga del rebosadero menor de 96 gpm/ft no hace falta cambiar el número de pasos por plato, pasando directamente al punto 7. Comprobar el porcentaje de arrastre.

La fracción de líquido arrastrada se determina mediante la correlación:

0,47

0,45

0,58

112

Donde, Ff = factor de inundación, (adim) Flv = parámetro de flujo calculado mediante:

L = caudal volumétrico de líquido, gpm V = caudal volumétrico de gas, ft3/s ρL, ρv = densidad de líquido y vapor, lb/ft3 Flv = 0.000503428 Ψ = 0.001151781 Al ser Ψ menor de 0,2 no tenemos que modificar el diseño y podemos continuar con la hidráulica de platos. Cálculo de pérdidas de presión en los platos

hd = caída de presión a través de las perforaciones en plato seco, pulgadas. hl = presión hidrostática debida a la masa de líquido aireado sobre el plato, pulgadas. Para calcular la caída de presión en plato seco, utilícese la correlación de Leibson et al:

V = caudal del gas, ft3/s ρL, ρV = densidad de líquido y vapor, lb/ft3 Ah = área ocupada por las perforaciones, ft2 Se calcula mediante las siguientes expresiones:

Donde P es la distancia entre los centros de las perforaciones. Para la distribución triangular se usan espaciados de 3, 3.5, 4, 4.5 y 6 pulgadas.

113

En nuestro caso P = 3 pulgadas, dh = 0.083 y Ah = 8.260827944 Se ha seleccionado un espaciado P de 3 pulgadas para que el área de perforaciones fuera la mayor posible. CV = coeficiente de descarga, que se obtiene a partir de la correlación:

CV = 0,819383164 hd = 1.779259556 pulgadas

Estimar el diámetro de la columna, basado en consideraciones de inundación. Para calcular la presión hidrostática debida a la masa de líquido aireada utilícese la correlación de Fair:

Donde: hw = altura del rebosadero, pulgadas. how = altura de la cresta sobre el rebosadero, pulgadas. Para calcularla, utilícese las ecuaciones para vertederos de Francis. Para un vertedero segmentado, la ecuación es:

Donde: L = caudal del líquido, gpm Lw = longitud del rebosadero. how = 1.666760771 pulgadas β = coeficiente de aireación que se obtiene a partir de la correlación: donde Fs es un parámetro que es función del área activa:

Fs = 1.828269642

114

β = 0.596450251 hl = 1.441477568 pulgadas ht = 3.220737124 pulgadas. Para pasar la caída de presión total de pulgadas de líquido a libras por pulgada cuadrada (psi), utilícese la siguiente fórmula de conversión:

Si el resultado obtenido es menor de 0.1no tenemos que modificar nada del diseño, y que por tanto podemos continuar con la hidráulica de los platos. AP = 0.084823927 psi Pérdidas por goteo. Para determinar si nos encontramos en régimen de goteo, calcular la pérdida de carga debida a la formación de burbujas mediante:

hσ = pérdida de carga debida a la formación de burbujas, pulgadas. σL = tensión superficial del líquido, dinas/cm. ρL = densidad de líquido, lb/ft3 dh = diámetro de las perforaciones o agujeros, pulgadas. σl (mayoritariamente metanol) = 0.055 dinas/cm hσ = 4.8341 e-5 pulgadas La ausencia de goteo se garantiza cuando se cumple el criterio:

hd+hσ = 1.779307897 hL = 1.441477568 1.78>1.44 con lo que se cumple el criterio. Determinar la estabilidad de la columna. Para operación estable de la columna en estado estacionario se debe verificar el criterio:

Donde:

115

hl = presión hidrostática debida a la masa de líquido aireada sobre el plato, pulgadas. hhg = gradiente hidráulico en el plato, pulgadas. Para el cálculo del gradiente hidráulico ( hhg), utilícese la siguiente expresión:

Donde: Rh = radio hidráulico, (ft) definido como el cocientre entre la sección transversal y el perímetro mojado del plato:

Siendo: Df = media entre el diámetro de la torre y la longitud del rebosadero, pulgadas. hf = altura real de la espuma sobre el plato, (pulgadas). Se calcula mediante:

FPL = longitud de la trayectoria de flujo en el plato, ft. g = constante de gravitación universal, (32.2 ft/s2) uL = velocidad lineal de la masa de líquido aireada (ft/s). Se calcula mediante:

L = caudal volumétrico de líquido en el plato, (ft3/s). f = factor de fricción de Fanning. Se obtiene en función del número de Reynolds y de la altura de rebosadero (hw) a partir de la figura:

116

hhg = 0.10165616 pulgadas. Rh = 0.5360125 ft. hf = 7.7264811 pulgadas. uL = 36.593433 ft/s Df = 7.9906771 pulgadas. Re = 0.0013492 f = 0.038 hhg < hl/2 0.10165616 < 0.720738784 Se cumple la condición anterior por lo que no tenemos que modificar el diseño y podemos continuar con la hidráulica de platos.

Calcular la capacidad del vertedero. La altura de líquido existente en estado estacionario en el vertedero se calcula mediante el siguiente equilibrio de presiones:

hdc = altura de líquido en el vertedero, pulgadas. ht = caída de presión total en el plato, pulgadas. hw = altura del rebosadero, pulgadas. how = altura de la cresta sobre el rebosadero, pulgadas. hhg = gradiente hidráulico en el plato, pulgadas. hda = caída de presión debida a la fricción bajo el vertedero, pulgadas. Para el cálculo de la caída de presión debida a la fricción bajo el vertedero (hda), utilícese la fórmula propuesta por Fair:

Donde: L = caudal líquido, gpm Aud = área libre para el flujo de líquido bajo el vertedero, ft2. se calcula como una fracción del área del vertedero. La práctica habitual es usar la siguiente aproximación:

hda = 0.84489493 pulgadas. Aud = 1.29825283 pulgadas. hdc = 6.23643551 pulgadas. Para determinar si el vertedero diseñado es capaz de manejar el líquido se utiliza el criterio:

6.223643551 < 12.5

117

El vertedero diseñado es capaz de manejar el líquido.

Cálculo la cantidad de líquido retenida en el plato.

ML = cantidad de l´liquido retenida en el plato, lb hl = altura de líquido en el plato, pulgadas. hdc = altura de líquido en el vertedero, pulgadas. Aa = área activa, ft. Ad = área de vertederos. ρL = densidad del líquido, lb/ft3 ML = 480.173519 lb

Cabecera: Para este equipo elegimos el dispositivo b, ya que frece una mejor distribución del liquido que el resto de dispositivos, su uso no genera un efecto cascada en la alimentación y además la boca puede ser orientada ligeramente. Diámetro máximo de la boca: 6“

Dimensión: - de x: 4”

- de y: 12” - de z: 6”

Entrada: Para el equipo diseñado hemos seleccionado el dispositivo i ya que es recomendado para columnas donde la longitud del rebosadero es mayor de 5 feet. La distancia recomendada entre el distribuidor y el vertedero es entre 3 y 4 pulgadas. Las aperturas del distribuidor deben estar orientadas 45º desde la vertical hacia el vertedero. El diámetro de la tubería es de 6 pulgadas.

118

Fondo: A la hora de diseñar el fondo de la columna hay que tener en cuenta el siguiente problema, que la boca de retorno del rehervidor este por debajo del nivel de liquido. Siendo el nivel máximo de liquido en el fondo de la columna de 30 pulgadas, con unos tubos de 6 pulgadas. Resumen de datos e la columna: Diseño de platos: Dimensiones de la columna Nº de platos: 15 Diámetro de la columa: 10.23 feet Alimentación : plato10 Altura total de la columna: 475 “ Eficiencia: 80% Material: acero inoxidable AISI 304 Tipo de plato: válvula tipo ballast Espaciado entre platos: 25” FONDO Longitud del rebosadero: 5.17 feet. S: 12” Altura del vertedero: 0.75” C: 5”

119

Diámetro de perforaciones: 1” W: 5.5” Espesor del plato: 0.078 “ X: 12” Material: acero inoxidable AISI 304 Y: 6” Anchura del vertedero: 0.70 feet Z: 2” Numero de paso plato: 1 Nivel máximo de liquido: 30” Distribución de las perforaciones: triangular

Material: acero inoxidable AISI 304

Distancia entre perforaciones: 3 “ Diámetro de tubería: 10” Carga hidráulica:77.65 gpm / ft Radio hidraulico: 0.54 ft CABECERA: Altura del liquido en el vertedero: 6.22 ft

Tipo : b

X: 4” Alimentación: Y: 12” Tipo: i Z: 6” Diámetro de tubería: 10” Diámetro de tubería: 10” Material: acero inoxidable AISI 304 Material: acero inoxidable AISI 304 2.12.3 DISEÑO MECANICO DE LA COLUMNA Con la denominación de recipientes a presión se encuadra a los aparatos constituidos por una envolvente, normalmente metálica, capaz de contener un fluido, líquido o gaseoso, cuyas condiciones de temperatura y presión son distintas a las del medio ambiente.

En toda planta industrial existen recipientes a presión que desarrollan diversas funciones, tales como:

Reactores: en ellos se producen transformaciones químicas, en condiciones de temperatura y presión normalmente severas. Torres: en ellas se producen transformaciones físicas, tales como separación de componentes ligeros y pesados, absorción, arrastre con vapor... Recipientes: en ellos pueden producirse transformaciones físicas (separación de líquido-vapor, separación de dos líquidos no miscibles con diferentes densidades) o simplemente realizan la misión de acumulación de fluido. La forma más común de los recipientes a presión es la cilíndrica, por su más fácil construcción y requerir menores espesores que otras formas geométricas para resistir una misma presión, salvo la forma esférica, cuyo uso se reduce a grandes esferas de almacenamiento, dada su mayor complejidad en la construcción.

2.12.3.1 PARTE DESCRIPTIVA

Todo recipiente a presión está formado por la envolvente, dispositivos de sujeción o apoyo del propio equipo, conexiones por las que entran y salen los fluidos, elementos en el interior y accesorios en el exterior del recipiente. A continuación se procede a

120

describir brevemente cada una de estas partes, mostrando la diversidad de posibilidades en cada una de ellas:

-ENVOLVENTES

Es una envoltura metálica que forma propiamente el recipiente. Los aparatos cilíndricos son los más utilizados, y en ellos la envolvente está formada, básicamente, por dos elementos: la parte cilíndrica o cubierta (carcasa) y los fondos o cabezales. Si la cubierta está constituida por varios cilindros de diversos diámetros, la unión entre ellos se realiza generalmente por figuras troncocónicas que realizan la transición.

a) Cubierta La cubierta está formada por una serie de virolas soldadas unas con otras, entendiéndose por virola un trozo de tubería o una chapa que convenientemente curvada y soldada forma un cilindro sin soldaduras circunferenciales.

La unión de varias virolas forma la cubierta, de forma que la suma de las alturas de los cilindros obtenidos por las virolas sea la requerida por la cubierta.

Las soldaduras de una virola son axiales o longitudinales, ya que están realizadas siguiendo la generatriz del cilindro, al contrario, las soldaduras que unen virolas, o los cabezales con la cubierta, son circunferenciales o transversales, por estar realizadas siguiendo una circunferencia situada, obviamente, en un plano perpendicular al eje del cilindro.

Cuando el diámetro de cubierta es menor de 24 pulgadas (60.9 cm) se utiliza, normalmente, tubería, y en diámetros superiores se realiza a partir de chapa. En este caso se utiliza chapa.

Las cubiertas pueden ser además simples o estar compuestas de un metal y un revestimiento interno o externo, de diversa naturaleza y función:

Vitrificadas: Se usan para el contacto con atmósferas corrosivas reduciendo el coste respecto de si todo el recipiente se hubiera construido de un metal resistente a la corrosión. Las bocas y accesorios internos no deben vitrificarse. Refractarios: Permiten reducir costes cuando la temperatura excede la del uso de los metales comunes. Los refractarios pueden usarse cuando el espesor necesario del metal es superior a 6 pulgadas. Se refrigeran externamente bien con aire o con camisas de agua. El material ha de seleccionarse con cuidado. b) Cabezales Los cabezales o fondos son las tapas que cierran la carcasa. Normalmente son bombeados, existiendo una gran diversidad de tipos entre ellos, y como excepción existen los fondos cónicos y planos, de muy reducida utilización.

Todos estos fondos se realizan a partir de chapa, a la que mediante estampación se le da la forma deseada, salvo el caso de fondos cónicos y planos.

Los tipos más usuales son:

- Semiesféricos - Elípticos - Policéntricos

121

- Cónicos - Planos

- En nuestro caso se utiliza cabezales semiesféricos;

Son los formados por media esfera soldada a la cubierta. Su radio medio es igual al radio medio de la cubierta. El espesor requerido para resistir la presión es inferior al requerido en la cubierta cilíndrica, y como dato aproximado se puede adoptar que el espesor del cabezal es la mitad del espesor de la cubierta. La construcción de este tipo de fondos es más costosa que el resto de los fondos bombeados, por lo que se restringe a casos específicos de grandes espesores o materiales especiales, aunque resultan los más económicos para altas presiones, pudiendo construirse de hasta 12 ft (3.6m) Es posible construir cabezales de tipo semiesférico mayores de 12 ft mediante soldadura de elementos de cabezales elípticos, pero esta opción incrementa el coste.

Cada tobera de entrada o salida del reactor también incrementa su coste, no solo por el precio de la misma sino porque es necesario reforzar las paredes del recipiente en las proximidades de la misma.

-DISPOSITIVOS DE SUJECION O APOYO

Los dispositivos de sujeción son los siguientes; Patas: Con este tipo de dispositivo de sujeción el recipiente se apoya en 3 o 4 patas soldadas a la cubierta. Cada pata está fijada al suelo por un perno de anclaje que resiste las cargas de tracción. Faldón cilíndrico o cónico: En los recipientes que no pueden ser soportados por patas, bien sea por su tamaño o por tener que transmitir esfuerzos grandes, se utilizan los faldones cilíndricos, consistentes en un cilindro soldado al fondo. Con este tipo de apoyo la carga se reparte uniformemente a lo largo del perímetro de la circunferencia de soldadura, evitando concentraciones de esfuerzos en la envolvente y disminuyendo la presión transmitida al suelo. Los pernos de anclaje se sitúan a lo largo del perímetro de la circunferencia de apoyo y a una distancia entre 400 y 600 mm, según el tamaño y el número requerido. En todo caso, el número de pernos deberá ser múltiplo de 4.

122

Al diseñar los faldones debe tener en cuenta que ha de incluirse un acceso a su interior (dimensiones mínimas de 600 mm de diámetro) y unas ventilaciones para evitar la acumulación de gases en su parte interna. Ménsulas: Es el tipo de apoyo utilizado en recipientes verticales que deben soportarse en estructuras portantes, cuando las dimensiones y cargas no son muy grandes. El número de ménsulas utilizadas son 2, 4,8 y raramente mayor, pero si así fuera necesario, su número deberá ser múltiplo de 4. Al igual que las patas, pueden ser soldadas directamente a la cubierta o a una placa de refuerzo soldada al recipiente.

La disposición de la columna es vertical y se utiliza como apoyo el faldón cilíndrico.

-CONEXIONES Todo recipiente debe tener como mínimo una conexión de entrada del fluido y otra de salida, aunque siempre tienen muchas más. Seguidamente se indican los servicios más comunes que precisan conexiones en el recipiente:

- De entrada y salida de fluidos. - Para instrumentos, como manómetros, termómetros, indicadores o reguladores

de nivel. - Para válvula de seguridad - Para servicios tales como drenaje, venteo, de limpieza, paso de hombre, paso de

mano, etc.

Salvo en casos excepcionales, las conexiones se realizan embridadas, ya que permiten su montaje y desmontaje sin tener que realizar ningún corte ni soldadura. Solamente en casos de fluidos extremadamente tóxicos, o altamente explosivos en contacto con el aire, se realizan las conexiones soldadas.

Se ha utilizado en el diseño conexiones embridadas. Las diversas partes que conforman la conexión embridada son las siguientes:

- Tubuladura. - Placas de refuerzo. - Brida. - Pernos y turcas. - Juntas o guarniciones. - Tapas o bridas ciegas para las conexiones de servicios.

-ACCESORIOS EXTERNOS

En la parte exterior de la envolvente van soldados numerosos accesorios, de los cuales indicaremos los más comunes:

-Soportes de instalación del aislamiento: Cuando la temperatura del fluido interior es superior a 60º C, o bien inferior a 0º C, se debe instalar un aislante para impedir la pérdida de calor o evitar el calentamiento del interior, así como por protección personal.

Para poder aplicar el aislamiento se sueldan unos anillos que servirán de soporte de las mantas de aislamiento.

123

-Anclajes para aplicación de protección contra incendios: Si un equipo está instalado en una zona donde existe peligro de incendio, se aplica a su parte inferior (soporte normalmente) un cemento que los protege del fuego. Para aplicar este cemento se sueldan unos anclajes que sirven de soporte del cemento antifuego.

-Soportes de escalera y plataformas: Cuando se prevé instalar escaleras y plataformas, se sueldan unas pequeñas placas en la envolvente (clips), a las que se atornillan estas escaleras y plataformas para su sujeción.

-Soportes para tuberías: De igual forma que para las escaleras se instalan unos clips para la soportación de las tuberías que bajan a lo largo del recipiente.

-Pescantes: Si el recipiente contiene elementos pesados en su interior, como platos, rellenos, etc., es necesario instalar un pescante en la parte superior del equipo para facilitar en la instalación la retirada de dichos elementos.


HOJA DE ESPECIFICACIONES TORRE DE DESTILACIÓN T-200



Caudal total Kg/h 43643.86 Líquido Kg/h 43643.86 Vapor Kg/h 0 Temperatura cabeza K 356 Temperatura fondo K 392 Presión de operación Atm 2 Densidad líquido Kg/m3 733.722 Densidad vapor Kg/m3 2560 Viscosidad Pa·s 0.0003 Conductividad térmica W/m·k 0.183 Tipo de columna - Columna de platos

CARACTERÍSTICAS TÉCNICAS

PLATOS SOPORTE Número de Platos 15

Tipo Perforados Diámetro perforaciones Pulg. 1

Altura vertedero Pulg. 0.75

Item T-200

124

Longitud rebosadero Pies 5.17 Espaciado entre platos Pulg. 25

Espesor Pulg. 0.078 Nº pasos 1

DIMENSIONES DE LA COLUMNA

Diámetro interior cubierta m 3.12 Altura total columna m 12.07 Caída presión total atm 0.22 Espesor cubierta m 0.0359

Cabezales Elípticos Espesor cabezal m 0.0358

Apoyo y sujecciones - Faldón

MATERIALES

Envolvente Acero inoxidable AISI-304 Platos Soporte

Acero inoxidable AISI-304

CONSTRUCCIÓN

Presión de diseño Atm Inspección taller Presión de prueba Atm Radiografía Temperatura de diseño ºC

Prueba hidrostática

NOTAS

NºRev Fecha Revisado por Comprobado Aprobado

125

2.13. REHERVIDOR E-700

El diseño del vaporizador es muy parecido al del condensador .El vaporizador va a tener cuatro tipos de regímenes como se puede observar en la siguiente imagen:

Los tipos de regímenes son los siguientes; 1. A valores de ∆Tb<10ºC el calor se transmite por convección natural hacia la superficie libre del liquido donde se libera formando vapor. No hay formación de burbujas en el seno del líquido. 2. Se forman núcleos de vapor en oquedades de la superficie. Estos núcleos crecen vaporizando el líquido que les rodea hasta que la fuerza de empuje los eleva a la superficie en forma de burbujas. Los vaporizadores se diseñan para operar este régimen. 3. Régimen intermedio caracterizado por la formación ocasional de una película de vapor que aísla térmicamente la superficie del seno del líquido. Transmisión de calor inestable. Debe evitarse este régimen. 4. a grandes valores de ∆Tb se forma una película de vapor prácticamente estática entre la superficie del tubo y el seno del líquido. Para llevar a cabo el diseño del vaporizador se utiliza el siguiente esquema:

126

Fig.2.17. Esquema del diseño del vaporizador.

2.13.1 ESTIMACION DEL AREA REQUERIDA Cálculo del calor Como el líquido a vaporizar tiene un 99% de MTBE se utiliza la siguiente ecuación; Q =λvap•V Donde Q = es el calor global λvap = es el calor latente de vaporización. V= es el caudal que se introduce en la columna. Q= 2,27•106 W Estimación del coeficiente global de transmisión de calor Se utiliza vapor de agua por lo tanto el valor de U puede tomar un valor entre 1500 - 4250 (W/m2•ºC). Estos valores se encuentran en la siguiente tabla:

127

Fig.2.18. Coeficiente U.

El valor de U que utilizamos es de 1600 (W/m2•K). Cálculo de la LMTD Para el cálculo de LMTD utilizamos la siguiente formula;

En este caso el sentido de la corriente del proceso y el fluido térmico es a contracorriente. Como fluido térmico se utiliza vapor de agua que tiene una temperatura de entrada de 394 K y una temperatura de salida de 363.3 K. La corriente del proceso tiene una temperatura de 359.38 K y una temperatura de salida de 363.34 K. Se obtiene un valor de LMTD de 30.33 Estimación preliminar del área Como en casos anteriores la formula del área preliminar o estimada que se utiliza es; Q= U•A•LMTD El área preliminar es de 570.07 m2. 2.13.2 TIPO DE VAPORIZADOR Los distintos tipos de vaporizadores son los siguientes; En estos equipos la vaporización tiene lugar en el exterior del haz de tubos. El fluido calefactor circula por el interior de los tubos. En el tipo Kettle el haz de tubos es en “U”y está dentro de una carcasa de diámetro aumentado para facilitar la separación del vapor. Un rebosadero mantiene el nivel de líquido por encima del haz de tubos. El vaporizador interno no tiene carcasa y la longitud del haz de tubos está limitada por el diámetro de la columna.

128

Los termosifones son unidades en las que el fluido a vaporizar circula a alta velocidad por un intercambiador convencional. Pueden ser de circulación natural (por gravedad) o de circulación forzada con la ayuda de una bomba en el circuito. La posición horizontal es para vaporización en la carcasa y la vertical para vaporización en los tubos. En la siguiente tabla se recoge información de los distintos vaporizadores:

Transmisión de calor Costes del equipo y de la instalación

Operación Mantenimiento

Kettle Altos flujos de transmisión de calor

Intermedio.el aumento de coste por la mayor carcasa se compensa por el menor coste en tuberías.

Muy estable. Inestable a grandes cambios en los caudales y condiciones del proceso

Tiene mayor tendencia al ensuciamiento. No recomendables para servicios sucios.

Interno La limitación en la longitud impuesta por el diámetro de la columna limita los flujos obtenibles.ineficientes para grandes DT.

Son los más baratos, especialmente si se requieren áreas moderadas. La brida de conexión del haz a la columna puede encarecer un poco.

Muy estable igual que el Kettle

Ligeramente menos sucios que los Kettle pero requieren parar y drenar la columna para la limpieza.

Termosifón vertical

El área esta limitada por restricciones estructurales de longitud y diámetro de la carcasa.

Son los mas baratos entre los termosifones y los segundos después de los internos, a pesar de requerir tuberías cortas de diámetro grande y faldón estructural mas largo para la columna.

La estabilidad depende del equilibrio de presión entre el flujo bifásico de los tubos y la carga hidrostática del líquido de la columna. No recomendables para amplias fluctuaciones en el proceso.

Debido al movimiento del fluido la velocidad del ensuciamiento es menor que en los Kettle y en los internos. El ensuciamiento de los tubos es mas sencillo de limpiar.

Termosifón horizontal

Se puede disponer de más área que en la disposición vertical. Flujos térmicos similares.

Mas caros que los verticales pues la configuración habitual son las carcasas tipo G,H o J que requieren una instalación de tuberías y una superestructura mas compleja.

Menos sensibles a las fluctuaciones en velocidad y cambios del proceso que los verticales, siendo similar a los Kettle e internos.

Velocidades de ensuciamiento lentas pero al ser la vaporización en la carcasa son mas difíciles de limpiar que los verticales.

Termosifón de circulación forzada

Coeficiente de transmisión de calor muy elevados aunque no compensan los altos costes de bombeo en

los costes de bombeo son muy altos y solo se compensan en el caso de fluidos muy viscosos o por la posibilidad de usar

Estable si la fracción vaporizada es pequeña.

Muy apropiado para servicios muy viscosos y sucios donde el ahorro en mantenimiento

129

fluidos de viscosidad ordinaria.

diámetros mas pequeños cuando no hay espacio y la unidad esta lejos de la columna

compensa los altos costes de bombeo.

Utilizando la tabla anterior y el siguiente esquema se elige el vaporizador más adecuado:

Se utiliza un vaporizador Kettle ya que el metanol se considera prácticamente puro además no es un fluido sucio ni viscoso. Este tipo de vaporizador es muy estable, la vaporización sucede en el exterior del haz de tubos mientras que el fluido térmico circula por el interior de los tubos. 2.13.3 CONFIGURACION GEOMETRICA Diseño de la carcasa El arreglo escogido para el calderín es el triangular ya que se usa como fluido calentador es vapor de agua y presenta problemas de limpieza, por ello circula por las tuberías del calderín. Además el arreglo triangular permite la colocación de mayores números de tubos que la cuadrada. El ángulo del arreglo triangular es de 30ºC. El tipo de carcasa seleccionado es el tipo K;

130

Ya que es un intercambiador de flujo cruzado, se caracteriza por presentar un espacio superior para la separación del vapor en forma de una carcasa de mayor diámetro. Diseño de cabecera La cabecera del intercambiador será de tipo B debido a que la limpieza de los tubos es mas complicada, el nivel ensuciamiento del agua es realmente bajo por lo que no será un gran problema, no obstante esta carcasa es mas eficaz que la A en las presiones de trabajo.

Diseño del cabezal de retorno El retorno del intercambiador será de tipo M su rendimiento a presiones elevadas es mucho mayor que en el retorno tipo A.

Diseño de los tubos Se utiliza un diámetro exterior de 3/4”, es decir, 19,05 mm. El espesor del tubo que se ha seleccionado es de 14 BWG, es decir, 2 mm. Con estos datos podemos calcular el diámetro interior del tubo con la siguiente formula; Dti= Dto-2•Xw Se obtiene un diámetro interno de 15mm. Con respecto a la longitud de los tubos se ha asignado una longitud de 4.2m. Para calcular el número de tubos se utiliza la siguiente ecuación:

Np es el numero de pasos, en este caso tenemos 2 pasos. Por lo tanto se obtiene 3300 números de tubos. El diámetro de la carcasa es de 2.5 m. Se elige un arreglo triangular, por lo tanto, el calculo del espaciado entre tubos es el siguiente; P=1.25•Dto P=23.81mm. Con estos datos se puede obtener la distancia entre tubos; C=P-Dto C=4.76mm.

131

Diseño de los deflectores Elegimos los deflectores segmentados, el espaciado entre los deflectores supone un 41.25% del diámetro de la carcasa; Lb=0.45•Dc Lb=1.125m. El valor del corte del deflector es de un 41.25% del diámetro de la carcasa. Para obtener el número de deflectores se utiliza la siguiente ecuación; Nb= Lt/Lb-1 Nb= 3 Cálculo del área real Una vez obtenidos todos los datos ya se puede calcular el área real;

Se obtiene un área de 814.43 m2. 2.13.4 CALCULO DEL CALOR DISPONIBLE Para el cálculo del calor disponible se utiliza la siguiente ecuación; Qdisp= qb•Adisp Cálculo de hnb Para obtener el coeficiente de transmisión de calor en ebullición nucleada hay que calcular dos términos que lo componen, como lo son el coeficiente de ebullición nucleada a una presión reducida de referencia (hnb, ref) y el coeficiente por convección natural para el MTBE (hnc):

-Cálculo de hnb, ref; La ecuación que se utiliza es la siguiente;

Donde -A* es un termino que se calcula con la siguiente ecuación;

Pc es la presión crítica -Fp es el factor de corrección de presión y se define en la siguiente ecuación;

Pr es la presión reducida de referencia. -qb es el calor y se obtiene con la siguiente ecuación;

132

Sabiendo que;

Tw= es la temperatura de la pared Tf= es la temperatura del fluido - Cálculo de hnc; La ecuación que se utiliza es la siguiente;

Donde Gr es el número de Grashoff que se calcula de la siguiente forma;

Pr es el numero de Prandtl se calcula de la siguiente forma;

β es el coeficiente de expansión térmica y su valor se obtiene de la siguiente ecuación;

Una aproximación a la ecuación es la siguiente;

Para obtener el valor de β se hace una representación grafica de ln(1/ρL) frente a T. Se va ha obtener una ecuación que hay que derivarla respecto de T. Sustituyendo el valor de T por 359.38ºC, se obtiene un valor de β =0.0079. Los resultados finales son; qb= 1593 hnb= 2530 Cálculo del calor disponible Con los datos que se han obtenido se puede calcular el calor disponible; Qdisp= qb•Adisp=1593•814=13.MW

133

2.13.5 EVALUACION DEL DISEÑO Cálculo del sobredimensionado Para que el sobredimensionado sea aceptable tiene que estar entre un 10-20%. S= (Qdisp – Qreq)/Qreq =0.15=15% Por lo tanto, se obtiene un sobredimensionado aceptable. Cálculo de la pérdida de carga en el lado de los tubos Se utiliza la siguiente ecuación;

Donde ∆Pt = es la caída de presión en los tramos rectos. ∆Pr= es la caída de presión en los cabezales de retorno. -Calculo de ∆Pt;

Donde n= numero de pasos en los tubos Dt= diámetro interior de los tubos Lt= longitud de los tubo f = factor de fricción ut= velocidad del fluido en los tubos - Calculo de ∆Pr

Donde Kn= 1.8 La perdida de carga se calcula de la misma manera que en el condensador. Por lo tanto, se obtiene una perdida de carga en el lado de los tubos de 5.15 Pa. Cálculo de la pérdida de carga en el lado de la carcasa La ecuación que se utiliza es la misma que para el condensador;

Por lo tanto, la perdida de carga en el lado de la carcasa es de 1.42 Pa.

134




CONDICIONES DE OPERACIÓN TUBOS CARCASA

Fluido circulante - Agua C. Proceso Caudal total Kmol/h

Temperatura entrada K 394 359.38 Temperatura salida K 363.3 363.34

Presión atm 2 2.22

DATOS DE DISEÑO Coeficiente de transmisión W /m2 ·K 1600


TEMA - BKM Deflectores - Segmentados

Nº Deflectores - 3 Corte % 41.25

Sobredimensionado % 15

DISEÑO TUBOS DISEÑO CARCASA Nº Tubos - 4226 Disposición -

Diámetro exterior Pulgadas 3/4 Diámetro carcasa M 2.5 Diámetro interior Pulgadas 0.59 Diámetro haz de tubos Pulgadas

Espesor BWG 14 Espesor M Espaciado Pulgadas 0.94 Longitud m 4.2

Longitud tubo M 4.2 Pérdida de carga Pa 5.15 Pérdida de carga Pa 1.42

MATERIALES


Tubos Acero al carbono Aislamie nto CONSTRUCCIÓN



Item E-700

135

2.14. CONDENSADOR E-600

El condensador y el vaporizador son la primera y última etapa ideal en el cálculo de las columnas de destilación. La composición local de estos platos y la entalpía de las corrientes determina la capacidad que va a necesitarse en estas unidades. El diseño óptimo de condensadores y vaporizadores es muy crítico pues constituyen una parte muy importante de los costes energéticos del proceso En ambos casos, tanto el condensador como el vaporizador se diseñan de forma similar a cualquier intercambiador de calor, presentando en ambos casos ciertas particularidades.

El esquema general que se va a seguir para el condensador es el siguiente:

136

Fig.2.9. Proceso general de diseño de un condensador. 2.14.1 CALCULO DE LA CARGA TERMICA Cálculo del coeficiente de transmisión de calor A partir de la siguiente tabla se estima el coeficiente global de transmisión de calor:

Fluidos

U (w/m2 •ºC)

MIN MAX Compuesto orgánico Compuesto orgánico 60 350

Utilizamos un coeficiente global de transmisión de calor de U de 156 w/m2 •ºC ya que se trata un compuesto orgánico con otro compuesto orgánico. Cálculo de LMTD Para el cálculo de LMTD utilizamos la siguiente formula;

Los datos son los siguientes:

137

Te(k) Ts(k) FREON 134a 263 340 VAPOR 356.50 340 Tabla.2.9. Calculo de la LMTD

Se obtiene un LMTD de 73.75. Utilizando el programa de Chemcad calculamos el área estimada A=2860m2 La cantidad de calor necesaria para la condensación es la siguiente; Q=U•A•LMTD Q= 32,97 MW 2.14.2 TIPO DE CONDENSADOR La condensación del vapor se puede llevar a cabo en la carcasa o en los tubos y también puede ser horizontal o vertical. Los tipos de condensadores son los siguientes:

138

Las características de los distintos condensadores son las siguientes: Conf iguración Transmisión

del calor Coste Operación Mantenimient

o

Condensación en carcasa

Horizontal Tipo E

Buena transmisión del calor especialmente si se ajusta el espaciado entre deflectores.

Construcción simple, por tanto de bajo coste.

La operación puede ser poco estable por acumulación de condensados y/o gases inertes

La orientación horizontal facilita la limpieza mecánica.

Horizontal Tipo J

Como el tipo E pero mas apto cuando hay limitaciones en ∆p de la carcasa.

Horizontal Tipo X

Mejor que el J para limitaciones en ∆p pero el J es mejor en transferencia de calor.

Vertical Tipo E

Preferible si el fluido refrigerante esta en ebullición o si se necesita subenfriamiento.

Algo más caro por la necesidad de un soporte estructural más complejo.

Operación mas estable por un mejor drenaje y venteo que el horizontal.

La limpieza mecánica se hace mas compleja requiriendo casi siempre limpieza química.

139

Condensación en tubos

Horizontal Tipo E

Preferible si la condensación tiene lugar en régimen de fuerzas de corte.

Construcción simple, por tanto de bajo coste.

A bajos caudales la operación es inestable y fluctuante.

Mejor limpieza mecánica.

Vertical Tipo E

Preferible si se necesita subenfriamiento. Mas flexible en cuanto a regimenes de flujo.

Algo más caro por la necesidad de un soporte estructural más complejo.

Operación mas estable.

La limpieza mecánica se hace mas compleja requiriendo casi siempre limpieza química.

Tabla.2.11. Características de los condensadores.

Los criterios de selección del condensador son los siguientes: Condensación en carcasa Condensación en tubos

Orientación horizontal

Orientación vertical

Orientación horizontal

Orientación vertical

Mayor coeficiente U

bueno regular Bueno regular

Refrigerante sucio

bueno bueno Regular regular

Hay incondensables

regular bueno Regular bueno

Subenfriamiento necesario

regular bueno Regular bueno

Se utiliza un condensador vertical tipo E y con condensación en los tubos debido a que no tenemos un coeficiente global de transmisión de calor muy alto y el refrigerante no es sucio. 2.14.3 CONFIGURACION GEOMETRICA Diseño de la carcasa El arreglo escogido para el condensador es el triangular ya que se usa como fluido refrigerante freón 134a, siendo este el que circulara por los tubos y no presenta problemas serios de limpieza. Además el arreglo triangular permite la colocación de mayores números de tubos que la cuadrada. El ángulo del arreglo triangular es de 30ºC.

Fig.2.11. Arreglo triangular de 30ºC.

Para el espaciado de tubos de un arreglo triangular utilizamos la siguiente expresión; P=1,25•Dot

140

El valor de espaciado es de 0,024 m. El número de pasos que se utiliza para el condensador es de uno. El diámetro de la carcasa se obtiene con el número total de tubos, espaciado y diámetro de los mismos. Con todo esto calculamos que el diámetro de la carcasa es 3.4 m. El tipo de carcasa seleccionado es el tipo E;

Ya que es un intercambiador simple de un solo paso en el que liquido entra por un lado y sale por el otro, al ser tan simple su coste es relativamente bajo. Diseño de cabecera La cabecera del intercambiador será de tipo A debido a que facilita la limpieza de los tubos, sin necesidad de desmontar conexiones.

Diseño del cabezal de retorno El retorno del intercambiador será de tipo L debido a que facilita la limpieza de los tubos, sin necesidad de desmontar conexiones.

Diseño de los tubos El diámetro exterior del tubo es de Dto= 3/4 pulgadas, es decir, 19,05 mm. Para obtener el número de tubos del condensador se puede utilizar la siguiente expresión; Aest = (Π• Dto•Lt•Nt)/Np

141

Donde; Dto = diámetro exterior del tubo Nt= numero de tubos Np= numero de pasos Lt= longitud del tubo La longitud del tubo que utilizamos es de 3.2 metros. Obtenemos un valor de 1423 pero este valor no es el que vamos ha utilizar como numero de tubos. Ya que como mínimo necesitamos entre un 10 o 20 % de exceso. Por ello el número final de tubos es de 16000 tubos. El espesor de tubo que se utiliza es Xw=20BWG, es decir, 0.16 mm. Con los datos que tenemos se puede calcular el diámetro interior del tubo utilizando la siguiente ecuación; Dti=Dto-2•Xw El diámetro interior del tubo es Dti= 17.3mm. Por ultimo, la distancia entre tubos se obtiene con la siguiente ecuación; C=P-Dto Cuyo valor es de 0.0048 m Los tubos no necesitan generadores de turbulencia, por lo que son pulidos. Diseño de deflectores El espacio entre deflectores se obtiene con una ecuación que supone un porcentaje del diámetro de la carcasa; Lb=0.45•Dc Lb=1.44 m El corte de los deflectores se obtiene con una ecuación similar a la anterior; Bc=0.25• Dc Bc= 0.8 m. A partir de la siguiente ecuación se puede obtener el número de deflectores; Nb=Lt/Lb-1 Como ya hemos calculado todos los datos necesarios se obtiene un numero de deflectores de Nb=7. 2.14.4 COEFICIENTE GLOBAL DE TRANSMISION DE CALOR Para el cálculo del coeficiente global de transmisión se utiliza la siguiente ecuación;

Los términos que nos faltan se calculan de la siguiente forma;

142

Donde; Re = es el número de Reynolds Pr = es el número de Prandtl Ri es la resistencia de ensuciamiento por el lado de los tubos y R0 es la resistencia de ensuciamiento por el lado de la carcasa. Para obtener su valor se utiliza la siguiente tabla; Los valores que se utiliza es Ri =0.0002 m2•ºC/W (metanol) y R0 =0.0002 m2•ºC/W (freon).

143

2.14.5 EVALUACION DEL DISEÑO Cálculo del sobredimensionado El sobredimensionado da información acerca de la desviación de un modelo óptimo. La expresión que se utiliza es la siguiente:

El área disponible se obtiene de la siguiente forma; Adisp.=Π•Dto•Lt•Ntd = 3174.91 m2

Areq = 2860.87 m2 Se obtiene un sobredimensionado de 10.98 %. Para que el diseño sea bueno tiene que estar aproximadamente entre un rango del 10 al 20 %. Pérdida de carga Para el cálculo de la perdida de carga en el lado de los tubos hay que tener en cuenta la perdida de presión en los tubos y la pérdida de presión en los retornos. Por lo tanto, la pérdida de presión total es la siguiente; ∆Ptubos=∆Pt + ∆Pr La pérdida de presión en los tubos se calcula de la siguiente manera;

Donde n= es el número de pasos en los tubos Dt= es el diámetro interior de los tubos Lt= es la longitud de los tubos f = es el factor de fricción ut =es la velocidad del fluido en los tubos Para obtener la pérdida de presión de los tubos hay que calcular previamente los siguientes términos. - factor de fricción;

- velocidad del fluido en los tubos

Se utiliza un valor de ε = 0.046mm, como resultado; ∆Ptubos= 1.5 Pa.

144

Para obtener la pérdida de presión en los retornos realizamos los siguientes cálculos;

Kn= 1.8 ∆Pretornos= 0.4 Pa. Por lo tanto, la pérdida de carga en los tubos es de 4.5 Pa. A continuación se calcula la perdida de presión en el lado de la carcasa.

Donde N= numero de cruces entre deflectores. N= Lt/Lbc ut = velocidad de flujo en la carcasa El factor de fricción lo se puede calcular de forma grafica;

Determinación del factor de fricción. También se puede obtener a partir de los datos de la siguiente tabla:

Numero de Reynolds Factor de fricción 10-100 5.76-0.864 100-1000 0.864-0.4752 1000-10000 0.4752-0.288 10000-100000 0.288-0.1872 100000-1000000 0.187-0.1296

En este caso el coeficiente de fricción esta entre 0.47-0.28, interpolando obtenemos un valor de fricción aproximado de 0.34.

145

Como resultado se obtiene una pérdida de presión en la carcasa de 25 Pa. Como conclusión, se obtienen unas perdidas de presión aceptables. 2.14.6. HOJA ESPECIFICACIONES.




TUBOS CARCASA Fluido circulante - C. Proceso Freon 134ª

Caudal total Kmol/h 33.21 4.52 Temperatura entrada K 256.5 263 Temperatura salida K 340 340

Presión atm 2 1.2


LMTD K 73.75 Área disponible M2 3179.91

TEMA - AEL Deflectores - Segmentados

Nº Deflectores - 7 Corte m 0.8


DISEÑO TUBOS DISEÑO CARCASA Nº Tubos - 1600 Disposición - vertical

Diámetro exterior Pulgadas 3/4 Diámetro carcasa M 3.4 Diámetro interior Pulgadas 0.68 Diámetro haz de tubos Pulgadas

Espesor BWG 20 Espesor M Espaciado m 0.0048 Longitud M 3.2

Pérdida de carga Pa 4.5 Pérdida de carga Pa 25

MATERIALES Carcasa Acero al carbono Deflectores Acero al carbono

Cabezales Acero al carbono Toberas Acero al carbono Tubos Acero al carbono Aislamiento

CONSTRUCCIÓN



Item E-600

146

3. PRESUPUESTO

147

3. PRESUPUESTO. En este punto voy a calcular el coste de cada equipo, para los equipos calculados con CHEMCAD el presupuesto lo da directamente el programa y para los que no han sido calculados con CHEMCAD hay que calcular el presupuesto con una serie de fórmulas. Primero voy a hacer un resumen de las fórmulas utilizadas para calcular el coste y posteriormente calcularé el coste de cada unidad. 3.1. PRESUPUESTOS PARCIALES CON PRECIOS UNITARIOS. Coste básico En primer lugar, se procede al cálculo del coste básico de cada equipo, es decir, considerando acero al carbono y presión atmosférica. Posteriormente se corregirá este valor con los factores de corrección de material y presión, tras esto, se debe actualizar el precio al año de diseño puesto que los cálculos vienen referidos al año 1996 según los coeficientes utilizados en el cálculo del coste obtenidos de la bibliografía (“Analysis, Synthesis and Design of Chemical Processes”, autor: R. Turton). Para calcular el coste básico se utiliza la siguiente expresión: donde “K1”, “ K2” y “ K3” son constantes que dependen del equipo y “A” es un parámetro clave del equipo. Dichas constantes vienen recogidas en el Anexo VIII. Factor de corrección de material, Fm Según el material utilizado en la construcción de los diferentes equipos, el factor de corrección tomará diferentes valores. Dichos valores vienen recogidos también en el Anexo VIII . Factor de corrección de presión, Fp Para obtener el factor de corrección de presión se utiliza habitualmente la siguiente expresión aunque en algunos equipos esta expresión puede tomar otra forma: donde “C1”, “ C2” y “ C3” son constantes que dependen del equipo recogidas también en el Anexo VIII y “P” es la presión de operación real del equipo en bar. Factor de corrección, FBM Para el cálculo del factor de corrección utilizamos la fórmula que se da a continuación:

donde “B1” y “ B2” son constantes también recogidas en el Anexo VI que dependen del equipo.

148

Coste del equipo, CBM El coste del equipo, aplicando los factores de corrección, se calcula finalmente mediante:

Factor de actualización Teniendo en cuenta la inflación, se debe actualizar el coste calculado al año presente. Se ha utilizado en índice CEPCI para la actualización.

Año CEPCI Año CEPCI 1980 261.2 1995 381.1 1981 297 1996 381.7 1982 314 1997 386.5 1983 316.9 1998 389.5 1984 322.7 1999 390.6 1985 325.3 2000 394.1 1986 318.4 2001 394.3 1987 323.8 2002 395.6 1988 342.5 2003 401.7 1989 355.4 2004 444.2 1990 357.6 2005 468.2 1991 361.3 2006 499.6 1992 358.2 2007 525.4 1993 359.2 2008 549.2 1994 368.1

La expresión para el cálculo es la siguiente:

Donde Ceq, es el coste del equipo actualizado; CBM, es el coste del equipo, calculado para el año al cual están referidas las tablas consultadas; I2, es el índice CEPCI actual (2008); I1, es el índice CEPCI del año al cual están referidas las tablas (1996). La conversión de dólares a euros está en 1 dólar 0.6839 euros a 16 de septiembre de 2009. 3.1.1. COMPRESOR C-100

Compresor K1 2.2897 K2 1.3604 K3 -0.1027

W (kW) 36246.83 C1 0

149

C2 0 C3 0 Cp

0 2276726.95 Fp 1

FBM 2.8 CBM 6374835.46 $

I 1 (1996) 381.7 I 2 (2008) 549.2

Coste total 9179763.06 $ Coste total 6278040.28 €

3.1.2. COMPRESOR C-101

Compresor K1 2.2897 K2 1.3604 K3 -0.1027

W (kW) 34029.35 C1 0 C2 0 C3 0 Cp

0 2216193.28 Fp 1

FBM 2.8 CBM 6205341.18$

I 1 (1996) 381.7 I 2 (2008) 549.2


3.1.3. REFRIGERADOR E-100. Las constantes son las referidas al tubo horquilla.

Intercambiador de calor

K1 4.1884 K2 -0.2503 K3 0.1974 A 418.29 C1 0.03881 C2 -0.11272 C3 0.08183 P 44.72

Fm 1 B1 1.63 B2 1.66

150

0063,0

00315,0))1·(6,0850·(2

)·1( ++−

+

= PDP

Fp

Cp0 77411.49

Fp 1.19 FBM 3.61 CBM 279099.39 $

I 1 (1996) 381.7 I 2 (2008) 549.2


Al haber dos intercambiadores de calor en paralelo hay que multiplicar el coste por dos por lo que el coste será de 549275.05 €. 3.1.4. REFRIGERADOR E-101 Los cálculos del coste de este equipo los realizamos a través de CHEMCAD. Exchanger Cost for Equip. 13 Base Cost = $12098.8 Fixed head fd = 0.562382 Material = Carbon steel fm = 1 fp = 1.86051 Base cost index = 347.5 Current cost index = 360.8 Exchanger cost (purchase) = $13143.7 Exchanger cost (installed) = $26287.4 El coste del equipo ya instalado es de 17977.95 €. 3.1.5. REACTOR R-100 Este equipo lo diseñamos mediante el método de Euler por lo que el cálculo del coste tenemos que hacerlo con las ecuaciones descritas en el punto 3.1., las constantes se encuentran en el Anexo VIII. Las constantes son K1=3.4974; K2=0.4485; K3=0.1074 y la A en este caso es el volumen del reactor A=22,3. Cp=19831.7 Para el reactor el factor de corrección de presión tiene la siguiente expresión:

151

donde P=100 y D=2.66 Fp=27.51 Las constantes son las siguientes: B1=2,25; B2=1,82; FM=1; Fp=27,51 Ceq0=1037558.8$ Finalmente realizamos la actualización al 2008 (año más próximo encontrado).

I2=549,2 (factor corrección 2008)

I1=381.7 (1996)

Ceq

=1494084.67 $

Coste total = 1021804.56 € 3.1.6. REFRIGERADOR E-300 El material utilizado es acero al carbono ya que el metanol no es corrosivo y no necesitamos ningún material especial. El área calculada es 334.98 m2. El coste de este equipo ha sido calculado con CHEMCAD, los resultados son los siguientes:

El coste del refrigerador E-300, ya instalado, es de 158690 $. Como hay dos intercambiadores en paralelo el coste será de 317380 $. El coste en euros será de 217056.19 €.

152

3.1.7. FLASH V-100

El coste del condensador ya instalado es de 215545 $. Coste total = 147411.23 € 3.1.8. COMPRESOR C-200 Preliminary Compressor Cost Estimation Compressor Cost for Equip. 3 Base cost index = 421.1 Current cost index = 794.2 Reciprocating compressor Compressor cost (purchase) = $370597 Motor rmp = 3600 Motor_type = Open, drip-proof Motor cost (purchase) = $17965.6 Belt drive coupling Driver cost (purchase) = $14997.5 (Compressor+Motor+Driver) (purchase) = $403560 (Compressor+Motor+Driver) (installed) = $524628 El coste total del compresor ya instalado es de 524628 $. Coste total = 358793.10 € 3.1.9. REFRIGERADOR E-200 Las constantes son las referidas al cabezal flotante.


153

K1 4.8306 K2 -0.8509 K3 0.3187 A 564.63 C1 -0.00164 C2 -0.00627 C3 0.0123 P 101.325

Fm 1 B1 1.63 B2 1.66 Cp

0 79870.37 Fp 1.67

FBM 3.431 CBM 274035.26$

I 1 (1996) 381.7 I 2 (2008) 549.2

Coste total 394610.78$ Al tratarse de dos intercambiadores en paralelo el coste será de 789221.56 $. Coste total = 539748.65 € 3.1.10. COLUMNA DE DESTILACIÓN T-100 En el caso de la columna, el parámetro de diseño es el diámetro. La columna de destilación es una columna de platos, por lo que la expresión a la que se recurre, por tanto, para el cálculo del coste base de dicho equipo es:

qBMpBM FFNCC ···0= 20 ·07.75·8.19235 DDCp ++=

donde N, es el número de platos de la columna; Fq, es un factor cuyo valor viene tabulado en función del número de platos; Cp

0, es el factor de corrección de presión y D, es el diámetro de la columna en metros.

Los resultados obtenidos se reflejan en la siguiente tabla:

Columna de destilación

D (m) 5.944 Cp

0 3005.00 FBM 1.2 Fq 1.0 N 28

CBM 100968 I 1 (1996) 381.7 I 2 (2008) 549.2

Coste total 145275.41 $

154

Coste total 99353.86 € 3.1.11. REHERVIDOR E-500 Para el caso del rehervidor, si podemos utilizar las expresiones generales. El coste del mismo se refleja en la siguiente tabla:


K1 6.9617 K2 -1.48 K3 0.3161 A 2021.43 C1 0 C2 0 C3 0 P 2.23

Fm 1 B1 1.63 B2 1.66 Cp

0 333787.27 Fp 1

FBM 3.29 CBM 1098160.12 $

I 1 (1996) 381.7 I 2 (2008) 549.2


3.1.12. CONDENSADOR E-400 Para el caso del condensador, si podemos utilizar las expresiones generales. El coste del mismo se refleja en la siguiente tabla:


K1 2.7652 K2 0.7282 K3 0.0783

155

A 18.77 C1 0 C2 0 C3 0 P 2

Fm 1 B1 1.63 B2 1.66 Cp

0 6599.59 Fp 1

FBM 3.29 CBM 21712.64 $

I 1 (1996) 381.7 I 2 (2008) 549.2

Coste total 31240.71 $ Al instalar dos condensadores en paralelo el coste hay que multiplicarlo por dos por lo que el coste total será 46115.744 $. Coste total = 31538.56 € 3.1.13. COLUMNA DE DESTILACIÓN T-200. En el caso de la columna, el parámetro de diseño es el diámetro. La columna de destilación es una columna de platos, por lo que la expresión a la que se recurre, por tanto, para el cálculo del coste base de dicho equipo es:

qBMpBM FFNCC ···0= 20 ·07.75·8.19235 DDCp ++=

donde N, es el número de platos de la columna; Fq, es un factor cuyo valor viene tabulado en función del número de platos; Cp

0, es el factor de corrección de presión y D, es el diámetro de la columna en metros. Los resultados obtenidos se reflejan en la siguiente tabla:

Columna de destilación

D (m) 3.12 Cp

0 1027.536 FBM 1.2 Fq 1.25 N 15

CBM 23119.56 I 1 (1996) 381.7

156

I 2 (2008) 549.2 Coste total 33265.03 $ Coste total 22749.96 €

3.1.14. REHERVIDOR E-700 Para el caso del rehervidor, si podemos utilizar las expresiones generales. El coste del mismo se refleja en la siguiente tabla: Las constantes son las referidas al kettle reboiler.


K1 6.9617 K2 -1.48 K3 0.3161 A 814.43 C1 0 C2 0 C3 0 P 2

Fm 1 B1 1.63 B2 1.66 Cp

0 214770.06 Fp 1

FBM 3.29 CBM 706593.59 $

I 1 (1996) 381.7 I 2 (2008) 549.2


3.1.15. CONDENSADOR E-600 Para el caso del condensador, si podemos utilizar las expresiones generales. El coste del mismo se refleja en la siguiente tabla: Las constantes son las referidas al cabezal flotante.


K1 4.8306 K2 -0.8509 K3 0.3187 A 3174.91 C1 0 C2 0 C3 0

157

P 2 Fm 1 B1 1.63 B2 1.66 Cp

0 574004.52 Fp 1

FBM 3.29 CBM 1888474.88 $

I 1 (1996) 381.7 I 2 (2008) 549.2

Coste total 2717187.32 $ Al instalar dos condensadores en paralelo el coste hay que multiplicarlo por dos por lo que el coste total será 5434374.64 $. Coste total = 3716569.01 € 3.2. PRESUPUESTO TOTAL. El presupuesto total de nuestra planta de fabricación de metanol se obtiene sumando el coste unitario de todas las unidades. El coste total es el siguiente: 30541509.87 $. Coste total = 20887339.69 €

158

4. PLANOS

159

4.1. SITUACIÓN GEOGRÁFICA .

Situación de la industria.

160

4.2. EMPLAZAMIENTO .

ANEXO I: BALANCE DE MATERIA El balance de materia ha sido calculado con CHEMCAD, en la siguiente tabla aparecen las composiciones de cada corriente, la presión, la temperatura, el caudal molar y la entalpía.

Corriente Nº 1 2 3 4 5 6 7 8 Descripción Alimentación Salida

C-100 Entrada C-101

Salida C-101

Salida E-101

Entrada Reactor

Salida Reactor

Salida E-300

Fracción vapor 1.0 1.0 1.0 1.0 1.0 1.0 1.0 0.9443 Temperatura( ºC) 256.85 446.14 226.85 318.01 249.85 249.85 465.56 71.85

Presión (atm.) 20 44.72 44.72 100 100 100 100 100 Entalpía (MJ/h) -6.454·105 -521786 -604416 -614703 -587799.4 -691777.2 -696777.1 -994274

Caudal molar (kmol/h) 22500 22500 22500 22500 22500 23460 20642.2 20642.2 Composición XD

Monóxido de carbono 0.15 0.15 0.15 0.15 0.15 0.1483 0.0999 0.0999 Hidrógeno 0.73 0.73 0.73 0.73 0.73 0.7306293 0.6938 0.6938

Metanol 0 0 0 0 0 7.9977·10-5 0.0675 0.0675 Metano 0.09 0.09 0.09 0.09 0.09 0.0909 0.1035 0.1035

Dióxido de carbono 0.03 0.03 0.03 0.03 0.03 0.0302 0.0346 0.0346 Agua 0 0 0 0 0 1.9379·10-7 0.0002 0.0002 Etano 0 0 0 0 0 5.0768·10-6 0.0001 0.0001

Dimetiléter 0 0 0 0 0 1.7926·10-6 5.8248·10-5 5.8248·10-5 Etanol 0 0 0 0 0 3.1780·10-8 5.6201·10-5 5.6201·10-5

Acetona 0 0 0 0 0 2.1896·10-7 5.6414·10-5 5.6414·10-5

Corriente Nº 9 10 11 12 13 14 15 Descripción Cabeza

V-100 Entrada

C-200 Salida C-200

Salida E-200

Fondo V-100

Entrada T-100

Cabeza T-100

Fracción vapor 1.0 1.0 1.0 1.0 0 0.017 1.0 Temperatura( ºC) 24.85 24.85 50.3 249.85 24.85 22.63 4.41

Presión (atm.) 80 80 100 100 80 2 2 Entalpía (MJ/h) -681118 -30455.9 -33168.27 -27164.35 -352178.3 -352483.1 -24967.27

Caudal molar (kmol/h) 19211.2 960.6 960.6 960.6 1431.0 1432.2 66.4 Composición Xi

Monóxido de carbono 0.1074 0.1074 0.1074 0.1074 0.0001 0.0001 0.0029 Hidrógeno 0.7454 0.7454 0.7454 0.7454 0.0008 0.0008 0.0170

Metanol 0.0020 0.0020 0.0020 0.0020 0.9473 0.9470 0.0204 Metano 0.1112 0.1112 0.1112 0.1112 0.0002205 0.0002 0.0048

Dióxido de carbono 0.0339 0.0339 0.0339 0.0339 0.0431 0.0430 0.9284 Agua 4.7329·10-6 4.7329·10-6 4.7329·10-6 4.7329·10-6 0.0064 0.0068 3.5827·10-8 Etano 0.0001 0.0001 0.0001 0.0001 0.0002 0.0002 0.0052

Dimetiléter 4.3779·10-5 4.3779·10-5 4.3779·10-5 4.3779·10-5 0.0003 0.0003 0.0054 Etanol 7.7616·10-7 7.7616·10-7 7.7616·10-7 7.7616·10-7 0.0008 0.0008 4.4358·10-8

Acetona 5.3476·10-6 5.3476·10-6 5.3476·10-6 5.3476·10-6 0.0007 0.0007 0.0158 Corriente Nº 16 17 18 19 20 21 22 Descripción Entrada

T-200 Salida

separador Subproducto

s Fondo T-200

Purga T-200

Agua trat. Salida metanol

Fracción vapor 0 1 1 0 0 0 0 Temperatura( ºC) 83.31 24.85 11.58 90.39 90.39 90.39 83.36

Presión (atm.) 2 80 2 2 2 2 2 Entalpía (MJ/h) -319856 -647063 -672030 -6096.9 -304.8 -5792.0 -317813

Caudal molar (kmol/h) 1365.8 18250.6 18317.0 24.0 1.2 22.8 1356.3 Composición Xi

Monóxido de carbono 0 0.1074 0.1070 0 0 0 0 Hidrógeno 0 0.7454 0.7428 0 0 0 0

Metanol 0.9920 0.0020 0.0020 0.5635 0.6775 0.5635 0.9890 Metano 0 0.1112 0.1108 0 0 0 0

Dióxido de carbono 0 0.0339 0.0372 0 0 0 0 Agua 0.0071 4.7329·10-6 4.7159·10-6 0.4018 0.4832 0.4018 0.0107 Etano 0 0.0001 0.0001 0 0 0 0

Dimetiléter 3.5142·10-17 4.3779·10-5 6.3346·10-5 0 0 0 3.5389·10-17 Etanol 0.0009 7.7616·10-7 7.7350·10-7 0.0347 0.0418 0.0347 0.0003

Acetona 7.7723·10-6 5.3476·10-6 6.2716·10-5 4.5630·10-11 5.4867·10-11 4.5630·10-11 7.8268·10-6

ANEXO II: MÉTODO NRTL

El modelo NRTL (Non-Random Two Liquid) es un modelo para el cálculo de los coeficientes de actividad de compuestos químicos, que relaciona estos coeficientes de actividad γ con la composición de una mezcla de compuestos, expresada mediante fracciones molares x.

El concepto de este método está basado en la hipótesis de Wilson, según la cual la concentración local alrededor de una molécula será diferente si está rodeada de moléculas de su misma naturaleza, o bien si por el contrario está rodeada por moléculas de distinto tipo. Esto se debe a la interacción energética establecida entre las moléculas.

Los modelos que representan la relación que existe entre la fase líquida y vapor han sido ampliamente utilizados en la determinación analítica de los procesos químicos. La representación de esta es:

iii xKy ·=

donde yi, xi son las fracciones molares vapor-líquido del componente i respectivamente, Ki es la relación de equilibrio, que puede ser representada de varias maneras. Una de las formas más comunes de representarla es utilizando la Ley de Raoult modificado (Widagdo y Seider):

PP

Kvap

iii

·γ=

donde γi es el coeficiente de actividad, P es la presión del sistema y Pivap es la presión de

vapor del componente i. Para la determinación del coeficiente de actividad γi es preciso utilizar modelos, tales como Wilson, NRTL, UNIQUAC, etc.

El empleo de estos métodos de cálculo del coeficiente de actividad requiere de la utilización modelos matriciales para la resolución de ecuaciones y cálculo de las interacciones moleculares.

Para unas de varios componentes se utilizan las siguientes ecuaciones:

TRA

G

xG

xG

xG

xG

xG

xGi

ijij

ijijij

n

kkkj

n

kkkjkj

ij

n

jn

kkkj

jijn

jjji

n

jjjiji

·

)·exp(

·

···

·

·

·

··ln

1

1

1

11

1

=

−=

⎟⎟⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜⎜⎜

⎝

⎛

−+=

∑

∑∑∑∑

∑

=

=

=

==

=

τ

τα

ττ

τγ

donde

Aij representa los parámetros de interacción binaria de los componentes.

Αij es un parámetro relacionado con la distribución al azar. Para un líquido en el que la distribución local de moléculas es al azar, αij=0. En la práctica αij adopta valores entre 0.2-0.3 y 0.48.

Gij y τij son parámetros de interacción

R es la constante de los gases

T es la temperatura.

Utilizando las ecuaciones anteriores, es posible calcular el coeficiente de actividad con la ayuda de un software de programación.

Si los coeficientes de actividad son aplicables sobre un amplio rango de temperaturas (por ejemplo, en equilibrios vapor-líquido o sólido-líquido), los parámetros τij y Aij dependerán de la temperatura del siguiente modo:

2··)(

··ln)(

TcTbaTfAij

TdTcTb

aTf

ijijij

ijijij

ijij

++==

+++==τ

Los términos TdTcTb

a ijijij

ij ··ln +++ proceden de la ecuación de Antoine, la cual puede

ser utilizada para presiones de vapor saturadas.

ANEXO III: CONSTANTES DE ANTOINE

La expresión dada por Antoine, que relaciona la presión de vapor de una sustancia con la temperatura es la siguiente:

CTBAPv+

−=)ln(

donde P está en mmHg y T es la temperatura en ºC.

Para nuestros componentes en cuestión, los coeficientes A, B, y C son los siguientes:

Componente A B C

Monóxido de carbono 6.24 230.27 260.01

Hidrógeno 2.95 67.51 275.70

Metanol 8.07 1574.99 238.87

Metano 6.69 405.42 267.77

Dióxido de carbono 9.81 1347.79 273.00

Agua 8.07 1730.63 233.42

Etano 6.83 663.70 256.47

Dimetiléter 7.31 1025.56 256.06

Etanol 8.20 1642.89 230.30

Acetona 7.23 1277.03 237.23

ANEXO IV: CÁLCULO DE PROPIEDADES

Para realizar los cálculos de las distintas unidades en las que se compone nuestra planta, se han necesitado una serie de propiedades, cuya fórmula de cálculo se detalla a continuación.

Para dicho cálculo se han consultado las siguientes fuentes:

• The properties of gases and liquids. Poling. B.E., O’Connell, J.P., Prausnitz, J.M. McGraw-Hill.

• Base de datos de CHEMCAD sobre propiedades físicas de compuestos químicos.

Densidad

La densidad se define como la cantidad que materia que hay por unidad de volumen. La densidad de los gases disminuye con la temperatura (se expanden las moléculas) y aumenta con la presión (las moléculas se aproximan). En los líquidos se mantiene esta tendencia, aunque el efecto de la presión es mucho menor (se observa sólo a presiones muy elevadas):

Para un gas ideal:

RTPM

VmRT

MmnRTPV mG

mm

==→== ρ·

A mayores presiones (Pr > 0.05), las desviaciones del modelo de gas ideal son apreciables y se cuantifican mediante el factor de compresibilidad (Z). El factor de compresibilidad se determina mediante una ecuación de estado (EdE).

ZRTPM mG

m =ρ

El factor de compresibilidad se estima gráficamente y depende de la presión reducida (Pr) y la temperatura reducida (Tr).

Todos los gases, comparados a la misma presión y temperatura reducidas (Pr=P/Pc; Tr=T/Tc) tienen aproximadamente el mismo factor de compresibilidad (fluidos simples). Para fluidos normales se precisa la introducción de un tercer parámetro, el factor acéntrico (ω). Dicho parámetro aparece en las tablas adjuntas al final del anexo.

El cálculo de Z es una contribución de Z0 y Z1 (determinados gráficamente):

10 ·ZZZ ω+=

La gráfica para la determinación de Z0 y Z1 es la siguiente:

La gráfica para la determinación de Z1 es la siguiente:

En el caso de los líquidos es diferente. En el intervalo 0.25 < Trm < 1.00 puede usarse el método de Hankinson-Brobst-Thompson (1979). La densidad se calcula mediante una serie de expresiones que aparecen a continuación:

( )

m

c

iiii

m Vc

VcTcxTc

2

1

2/1· ⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡

=∑=

( )

00001.1···

)1()1()1()1(1

·325.0

1

32)(

3/43/23/1)0(

1 1

3/1

1

3/2

)()0(

−++

=

−+−+−+−+=

⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡⎟⎠

⎞⎜⎝

⎛⎟⎠

⎞⎜⎝

⎛+=

−=

∑ ∑∑= ==

m

mmm

mmmm

c

i

c

icii

c

iciiciim

cm

mLm

TrTrdTrcTrba

V

TrdTrcTrbTraV

VxVxVxVc

mVVVM

δ

δωρ

donde las constantes a, b, c, y de son las siguientes:

V(0) V(δ)

a -152816 -0.29612

b 1.43907 0.38691

c -0.81446 -0.04273

d 0.19045 -0.04806

Capacidad calorífica

La capacidad calorífica en los gases puede estimarse mediante la siguiente ecuación:

( )( )

( )( )

22

/cosh/

/sinh/

⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡+⎥

⎦

⎤⎢⎣

⎡+=

TETE

DTC

TCBACp

i

ii

i

iii

Gi

El cálculo de esta propiedad en los líquidos se realiza con las siguientes ecuaciones:

∑=

=

+++=

n

i

Lii

Lm

iiiiLi

CpxCp

TDTCTBACp

1

32

·

···

Viscosidad

La viscosidad es una medida de la resistencia que ofrece un fluido a fluir. La viscosidad se mide en el S.I. en kg/m·s (Pa·s). En el caso de los gases, la viscosidad aumenta con la presión y la temperatura. En los líquidos, la viscosidad aumenta con la presión, pero disminuye con la temperatura.

Para gases a baja presión, una correlación muy empleada para estimar la viscosidad es la ecuación de Wilke (1950), para la que se requieren las viscosidades de los componentes puros, las cuales a su vez pueden calcularse mediante expresiones del tipo:

∑∑=

=

==++

=c

ic

jiji

GiiG

mii

BiiG

i

x

x

TD

TC

TA1

12 ·

·

1

)(

ϕ

ηηη

donde φij es un parámetro de iteración binaria que se obtiene mediante la siguiente expresión:

( ) ( )[ ]( )( )[ ]

1

/1·8

/·/12/1

24/12/1

=

+

+=

ij

ji

jijiij MM

MM

ϕ

ηηϕ

Teniendo en cuenta los compuestos químicos que intervienen en nuestro proceso, la matriz de interacciones sería la siguiente:

Monóxido de

carbono Hidrógeno Metanol Metano

Dióxido de

carbonoAgua Etano Dimetiléter Etanol Acetona

Monóxido de carbono 1 0.071 1.143 0.571 1.571 0.643 1.071 1.643 1.643 2.071Hidrógeno 14.084 1 16 8 22 9 15 23 23 29Metanol 0.875 0.063 1 0.500 1.375 0.563 0.938 1.438 1.438 1.813Metano 1.751 0.125 2 1 2.750 1.125 1.875 2.875 2.875 3.625Dióxido de carbono 0.637 0.045 0.727 0.364 1 0.409 0.682 1.045 1.045 1.318Agua 1.555 0.111 1.778 0.889 2.444 1 1.667 2.556 2.556 3.222Etano 0.934 0.067 1.067 0.533 1.467 0.600 1 1.533 1.533 1.933Dimetiléter 0.609 0.043 0.696 0.348 0.957 0.391 0.652 1 1 1.261

Etanol 0.609 0.043 0.696 0.348 0.957 0.391 0.652 1 1 1.261Acetona 0.483 0.034 0.552 0.276 0.759 0.310 0.517 0.793 0.793 1

En el caso de los líquidos, la viscosidad de mezclas multicomponente es compleja, pues pueden presentarse máximos y mínimos en función de la composición.

En general, no existen métodos que permitan una estimación sin la ayuda de parámetros de iteración binaria como los de Nissan-Grünberg (1949), Teja-Rice (1981) y Chevalier (1988). Estos son complejos de programar y tienen restricciones, de manera que lo mejor es utilizar una media ponderal de las viscosidades individuales obtenidas mediante correlaciones del tipo:

∑=→= =

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ +++

n

i

Li

Eiii

ii xi

Lm

TDTCTBA

Li ee 1

·ln·ln η

ηη

Conductividad térmica

La conductividad térmica es una medida de la resistencia que presentan los materiales a la transmisión del calor. La conductividad se mide en el S.I. en W/m·K.

Al igual que la viscosidad, la conductividad aumenta con la temperatura en los gases, pero disminuye en el caso de los líquidos. La presión afecta poco a la conductividad térmica.

Para gases a baja presión, una correlación muy utilizada es la ecuación de Wassiljiewa (1904):

∑∑=

=

==++

=c

ic

jiji

GiiG

mii

BiiG

i

Ax

kxk

TD

TC

TAk

1

12 ·

·

1

)(

De todas las formas propuestas, la de mayor aceptación es la de Mason-Saxena (1954), según la cual el parámetro Aij = φij, el mismo utilizado en la estimación de la viscosidad por el método de Wilke.

En el caso de los líquidos, no existen métodos generales para mezclas multicomponente, aunque sí numerosos métodos para mezclas binarias y mezclas que contienen agua. Es bastante razonable utilizar una media ponderal de las conductividades individuales obtenidas mediante correlaciones polinómicas. Las conductividades térmicas así calculadas son ligeramente superiores a las reales, aunque las desviaciones a menudo son pequeñas (5%).

∑=

=c

jjjm x

1

·λλ

∑=

=

+++=

n

i

Lii

Lm

iiiiLi

kxk

TDTCTBAk

1

32

·

···

Tensión superficial

En la superficie de separación de un líquido y un gas existen fuerzas desiguales actuando sobre las moléculas. Por ello, la superficie está en tensión. De este modo, se define la tensión superficial como la fuerza ejercida en el plano de la superficie por unidad de longitud (N/m).

La tensión superficial con interfase líquido-gas se puede correlacionar con la temperatura mediante expresiones del tipo:

)··( 32

)1( TriEiDiTriTrCiBiii

Li TrA +++−=σ

Aunque existen métodos para deducir σm a partir de datos termodinámicos, la media ponderal es suficiente para la mayoría de los sistemas:

∑=

=c

jjjm x

1·σσ

Esta ecuación predice un comportamiento lineal entre las tensiones de los componentes puros. Cuando las diferencias entre los componentes puros son grandes (p.ej agua) puede haber desviaciones de la linealidad.

Calor de vaporización

Para calcular el calor de vaporización (en J/kmol) se utiliza la siguiente expresión:

)··( 32

)1( TriEiDiTriTrCiBiii

Li TrA +++−=λ

ANEXO V. TABLAS DE ESTIMACIÓN DE PROPIEDADES

1. Monóxido de carbono

Nombre: Monóxido de carbono Fórmula molecular: CO

Nº identificación CAS:630-08-0 Constantes de propiedades físicas PROPIEDAD UNIDADES VALOR PROPIEDAD UNIDADES VALOR

Peso molecular kg/kmol 28.01 Punto de fusión K 68.15

Temperatura crítica K 132.95 Punto de ebullición K 81.7

Presión crítica atm 34.53 Diámetro molecular Ǻ -

Volumen crítico m3/kmol 0.0931 Calor de formación J/kmol -1.1053·108

Factor acéntrico 0.093 Energía Gibbs de formación J/kmol -1.3716·108

Momento dipolar C.m 3.7359·10-31 Calor de vaporización (68.15K)

J/kmol 6.3680·106

Densidad (132.92 K) kmol/m3 10.6455 Viscosidad (68.15 K) Pa·s 4.4336·10-6

Densidad sólido (68.55 K) kmol/m3 35.35 Viscosidad (1250 K) Pa·s 4.6537·10-5

Presión de vapor (68.55 K ) Pa 15206.6 Tensión superficial (68.15 K) N/m 0.01239

Presión de vapor (132.92 K) Pa 3.4697·106 Tensión superficial (132.95 K) N/m 3.8310·10-10

COEFICIENTES PROPIEDAD

A B C D E

Densidad estado sólido (kmol/m3) 35.35 - - - -

Densidad estado líquido (kmol/m3) 2.944 0.27655 132.92 0.29053 -

Presión de vapor (Pa) 124.2 -1815 -22.734 0.11795 1

Calor de vaporización (J/kmol) 8.003·106 0.318 - - -

Capacidad calorífica gas (J/kmol·K) 29108 8773 3085.1 8455.3 1538.2

Capacidad calorífica líquido (J/kmol·K)

55140 70.4 - - -

Capacidad calorífica sólido (J/kmol·K) 1400 -669 109.4 -2.668 0.021623

Viscosidad vapor (Pa·s) 1.1127·10-6 0.5338 94.7 - -

Viscosidad líquido (Pa·s) -4.9735 97.67 -1.1088 - -

2. Hidrógeno

Nombre: Hidrógeno Fórmula molecular: H2





Volumen crítico m3/kmol 0.065001 Calor de formación J/kmol -

Factor acéntrico -0.22 Energía Gibbs de formación J/kmol -

Momento dipolar C.m - Calor de vaporización (13.95K)

J/kmol 920098

Densidad (13.95 K) kmol/m3 38.5113 Viscosidad (15 K) Pa·s 6.8448·10-7

Densidad sólido kmol/m3 - Viscosidad (1500 K) Pa·s 2.73594·10-5


Presión de vapor (33.18 K) Pa 1.31349·106 Tensión superficial (132.95 K) N/m -


A B C D E

Densidad estado sólido (kmol/m3) - - - - -


Presión de vapor (Pa) 12.752 -95.133 1.0947 0.0003359 2

Calor de vaporización (J/kmol) 1.2199·106 1.4286 -2.9817 1.937 -

Capacidad calorífica gas (J/kmol·K) 27617 9560 2466 3760 567.6


22560 -1985.9 115.47 -1.2598 -

Capacidad calorífica sólido (J/kmol·K) 5730 - - - -

Viscosidad vapor (Pa·s) 1.56·10-7 0.706 -5.87 210 -

Viscosidad líquido (Pa·s) -11.986 26.26 -0.1774 -4.4·10-16 10

3. Metanol

Nombre: Metanol Fórmula molecular: CH3OH

Nº identificación CAS: 67-56-1 Constantes de propiedades físicas PROPIEDAD UNIDADES VALOR PROPIEDAD UNIDADES VALOR



Presión crítica atm 79.9112 Diámetro molecular Ǻ 3.69



Momento dipolar C.m 5.67·10-30 Calor de vaporización (175.47K)

J/kmol 4.9003·107




Presión de vapor (512.64 K) Pa 8.14024·106 Tensión superficial (503.15 K) N/m 0.0008036


A B C D E



Presión de vapor (Pa) 81.768 -6876 -8.7078 7.1926·10-6 2


Capacidad calorífica gas (J/kmol·K) 39252 87900 1916.5 53654 896.7


105800 -362.23 0.9379 - -

Capacidad calorífica sólido (J/kmol·K) -12706 958.78 -5.2332 0.013152 -

Viscosidad vapor (Pa·s) 3.0663·10-7 0.69655 205 - -

Viscosidad líquido (Pa·s) -25.317 1789.2 2.069 - -

4. Metano

Nombre: Metano Fórmula molecular: CH4







Momento dipolar C.m - Calor de vaporización (90.67 K) J/kmol 8.71947·106






A B C D E

Densidad estado sólido (kmol/m3) 32.022 -0.01587 -0.000155 - -

Densidad estado líquido (kmol/m3) 2.873 0.2881 190.58 0..277 -

Presión de vapor (Pa) 38.664 -1314.7 -3.3373 3.016·10-5 2




607140 -18946 238.42 -1.3113 0.0026842


Viscosidad vapor (Pa·s) 1.323·10-5 0.1798 718 -8900 -

Viscosidad líquido (Pa·s) -1.722 84.5 -1.7095 -9.02·10-24 10

5. Dióxido de carbono

Nombre: Dióxido de carbono Fórmula molecular:CO2





Volumen crítico m3/kmol 0.092863 Calor de formación J/kmol -3,9352·108

Factor acéntrico 0.231 Energía Gibbs de formación J/kmol -3,9441·108

Momento dipolar C.m - Calor de vaporización (216.58K) J/kmol 1.5300·107


Densidad sólido (143.1 K) kmol/m3 36.8999 Viscosidad (273.15 K) Pa·s 5.2033·10-5

Presión de vapor (216.58 K)

Pa 513511 Tensión superficial (216.58 K) N/m 0.01663



A B C D E

Densidad estado sólido (kmol/m3) 32.939 0.06842 -0.0002847 - -


Presión de vapor (Pa) 85.53 -3481.3 -11-336 0.021505 1


Capacidad calorífica gas (J/kmol·K) 29370 34540 -1428 26400 588


-8.3043·106 104370 -433.33 0.60052 -

Capacidad calorífica sólido (J/kmol·K) -14370 1188 -9.71 0.03777 -5·10-5


Viscosidad líquido (Pa·s) 18.775 -402.9 -4.6854 -7·10-26 10

6. Agua

Nombre: Agua Fórmula molecular:H2O




Presión crítica atm 218.29 Diámetro molecular Ǻ 2.52



Momento bipolar C.m 6.1809·10-30 Calor de vaporización J/kmol 4.0657·107


Densidad sólido (273.15K) kmol/m3 50.8883 Viscosidad (273.15 K) Pa·s 0.001724

Presión de vapor (273.16K) Pa 615.107 Tensión superficial (273.15K)

N/m 0.56714

Presión de vapor (647.13K) Pa 2.1937·107 Tensión superficial (273.16K)

N/m 0.07795


A B C D E

Densidad estado sólido (kmol/m3) 5.495 0.30542 647.13 0.081 -

Densidad estado líquido (kmol/m3) 53.03 -0.0078409 - - -





276370 -2090.1 8.125 -0.014116 9.3701·10-6

Capacidad calorífica sólido (J/kmol·K) -262-49 140.52 - - -

Viscosidad vapor (Pa·s) 2.6986·10-6 0.498 1257.7 -19570 -

Viscosidad líquido (Pa·s) -51.964 3670.6 5.7331 5.3495·10-29 10

7. Etano

Nombre: Etano Fórmula molecular:C2H6

Nº identificación CAS: 74-84-0 Constantes de propiedades físicas

PROPIEDAD UNIDADES VALOR PROPIEDAD UNIDADES VALOR






Momento dipolar C.m - Calor de vaporización (90.35 K)

J/kmol 1.7853·107


Densidad sólido (305.42) kmol/m3 6.77089 Viscosidad (1000 K) Pa·s 2.64149·10-5

Presión de vapor (90.35) Pa 1.13053 Tensión superficial (90.35 K) N/m 0.032084

Presión de vapor (305.42) Pa 4.87093·106 Tensión superficial N/m -


A B C D E

Densidad estado sólido (kmol/m3) 25.263 -0.01095 - - -




Capacidad calorífica gas (J/kmol·K) 35650 135200 1430 61800 612


183100 -3083 29.608 -0.12133 0.0001843

Capacidad calorífica sólido (J/kmol·K) 7343.1 -1362.5 91.544 -1.4984 0.008335

Viscosidad vapor (Pa·s) 7.817·10-6 0.273 981 -30300 -

Viscosidad líquido (Pa·s) -7.748 303.5 -0.5005 -1·1025 10

8. Dimetiléter

Nombre: Dimetiléter Fórmula molecular:C2H6O




Presión crítica Atm 52.9998 Diámetro molecular Ǻ 4.21



Momento dipolar C.m 4.34·10-30 Calor de vaporización (101.35 K) J/kmol 2.6032·107


Densidad sólido (400.1) kmol/m3 5.85778 Viscosidad (1000 K) Pa·s 2.72151·10-5

Presión de vapor (131.65)

Pa 3.04958 Tensión superficial (131.65 K) N/m 0.0373355

Presión de vapor (400.1) Pa 5.27353·106 Tensión superficial N/m -

Nombre: Dimetiléter Fórmula molecular: C2H6O

Nº identificación CAS: 115-10-6 Coeficientes de ecuación COEFICIENTES PROPIEDAD

A B C D E







110100 -157.47 0.51853 - -

Capacidad calorífica sólido (J/kmol·K) -13880 1258 -8.22 0.026752 -


Viscosidad líquido (Pa·s) -10.62 448.99 8.3967·10-5 - -

9. Etanol

Nombre: Etanol Fórmula molecular:C2H6O







Momento bipolar C.m 5.64·10-30 Calor de vaporización (513.92 K) J/kmol 26872




Pa 0.000485 Tensión superficial (273.15 K) N/m 0.0241005


Pa 6.1171·106 Tensión superficial N/m 0.000838


A B C D E







102640 -139.63 -0.030341 0.0020386 -



Viscosidad líquido (Pa·s) 7.875 781.98 -3.0418 - -

10. Acetona

Nombre: Acetona Fórmula molecular:C3H6O







Momento bipolar C.m 9.6066·10-30 Calor de vaporización (178.45 K) J/kmol 3.68874·107



Presión de vapor (178.45K) Pa 2.59376 Tensión superficial (178.45K) N/m 0.0382514

Presión de vapor (508.2 K) Pa 4.67333·106 Tensión superficial N/m -


A B C D E



Presión de vapor (Pa) 70.72 -5685 -7.351 6.3·10-6 2


Capacidad calorífica gas (J/kmol·K) 48120 164400 1250 71700 -524.4


135600 -177 0.28 0.000689 -

Capacidad calorífica sólido (J/kmol·K) -12000 1276 -6.17 0.0132 -


Viscosidad líquido (Pa·s) -14.91 1023.4 0.59 - -

ANEXO VI: TABLAS PARA EL CÁLCULO DE PROPIEDADES FÍSICAS.

ANEXO VII: TABLAS PARA EL INTERCAMBIADOR DE CALOR Y EL REACTOR.

Para el cálculo del condensador se ha recurrido al Manual del Ingeniero Químico (Perry y Chilton, Ed. Mc. Graw Hill) donde vienen recogidas una serie de tablas que relacionan el número de tubos y el diámetro de la carcasa. Se ha utilizado la siguiente:

ANEXO VIII: TABLAS PARA EL CÁLCULO DEL COSTE DE LOS EQUIPOS.

ANEXO IX: TABLAS PARA LA REALIZACIÓN DE LOS PLANOS.

Para la realización de los planos he utilizado la siguiente tabla que indica las distancias entre los diferentes equipos.

Las dimensiones de mis equipos aparecen en la siguiente tabla:

Equipos Orientación Longitud (m) Diámetro (m)

C – 100 Horizontal 0.81


E – 100 (2) Horizontal 2.7 2

E – 101 (2) Horizontal 2.7 0.37

R – 100 Vertical 6.1 2.65

E – 300 (2) Vertical 6.1 1

V – 100 Vertical 4.24 1.92


E – 200 (2) Horizontal 5.3 2

T – 100 Vertical 26.85 5.98

E – 500 Horizontal 6.1 3.84

E – 400 Vertical 3.048 0.39

T – 200 Vertical 12.07 3.12

E – 600 Vertical 3.2 3.4

E – 700 Horizontal 4.2 2.5

Diseño de una planta de producción de metanol de 365000 …

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