TESIS MODIFICADO

7/23/2019 TESIS MODIFICADO

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UNIVERSIDAD NACIONAL DE INGENIERÍA

FACULTAD DE INGENIERÍA MECÁNICA

“DISEÑO DE UN RECIPIENTE A PRESIÓN CON

UN SISTEMA DE AGITACIÓN PARA EL PROCESAMIENTO DE BIODIESEL DE 3 m 3 DE

CAPACIDAD”

TESIS PARA OPTAR EL TÍTULO PROFESIONAL DE

INGENIERO MECÁNICO

JIM ANTHONY MANRIQUE REBAZA

PROMOCIÓN 2006-I

LIMA – PERÚ

2011



II

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

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

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

CAPITULO III

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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



III

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

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

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

3.8. Cálculo del espesor del cilindro y cabezales Toriesféricos del

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

3.8.1. Cálculo del espesor del cilindro del enchaquetado por Presión

Interna……………………………………………………………... 67

3.8.2. Cálculo del espesor del cilindro del enchaquetado por Presión

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

3.8.3. Cálculo por Presión Interna del Fondo Toriesférico del

enchaquetado……………………………………………….……… 70

3.8.4. Cálculo por Presión Externa del Fondo Toriesférico del

enchaquetado……………………………………………….……… 71

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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



IV

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

CAPITULO IV

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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



V

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

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

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

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

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

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

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

CAPÍTULO V

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

CAPITULO VI

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

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

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



VI

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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



VII

CAPITULO VII

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

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

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

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

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

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



33

CAPITULO III

DISEÑO MECANICO DEL RECIPIENTE

3.1 Definiciones

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

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

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

dimensiones.

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

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

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

transferencia de calor.

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

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

27.

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

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



34

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

trabajo u operación.

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

mínimo volumen necesario para realizar l mezcla en el recipiente.

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

consideramos en exceso teniendo en cuenta las posibles variaciones de caudal

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

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

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

de operación normal.

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

ecuaciones para el cálculo de las partes constitutivas de los recipientes

sometidos a presión.

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

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

León Estrada”:



35

3.2 Consideraciones del Diseño

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

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

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

cabezal tipo Toriesférico y un fondo tipo Toriesférico.

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

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

mismas, además de proporcionarnos una mayor polivalencia y sencillez de

construcción.

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

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

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

transferencia de calor, por enchaquetado o por serpentines tubulares

sumergidos en el líquido.

3.2.1 Parámetros de Diseño

A continuación se describirá los Parámetros de Diseño:

PO = Presión de Operación (Kg/cm2)



36

TO = Temperatura de Operación (ºC)

VO = Volumen Operación (m3)

PD = Presión de Diseño (Kg/cm2)

TD = Temperatura de Diseño (ºC)

VD = Volumen de Diseño (m3)

C = Sobreespesor de corrosión (pulg. – mm)

E = Eficiencia de la Soldadura

PH = Presión hidrostática (Kg/cm2)

Presión atmosférica = 1,03 Kg/cm2

ρaceite = Densidad del aceite reciclado = 930 Kg/m3

ρbiodiesel = Densidad del biodiesel = 880 Kg/m3

ρagua = Densidad del agua = 1000 Kg/m3

ρmetanol = 720 Kg/m3

Pe = Peso específico del agua = 1

Estos parámetros sirven para diseñar el tanque reactor.



37

3.2.2 Selección del Material

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

La temperatura de diseño.

La presión de diseño.

Las características corrosivas del fluido contenido en el recipiente.

Los costos.

La disponibilidad en el mercado de medidas estándares.

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

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

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

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

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

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

acero inoxidable “todo propósito”, tiene propiedades adecuadas para

gran cantidad de aplicaciones. Se recomienda para construcciones

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

que requieren buena resistencia a la corrosión. Otras propiedades del

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

y buenas propiedades mecánicas.

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

carburos durante periodos prolongados de alta temperatura; tiene un

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



38

material satisfactorio apara la mayoría de las aplicaciones con

soldadura.

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

especificación: SA – 240 – 304.

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

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

Tabla 3.1. Composic ión Nominal del Material de construcción

3.2.3 Margen por Corrosión

En todo equipo se debe determinar un sobreespesor de corrosión para

compensar la corrosión, erosión o abrasión mecánica que van sufriendo

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

economía y así mismo aumentando convenientemente el espesor del

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

algún método adecuado de protección.

Composición

nominalEspecificaciones

Tipo /

Grado

Esfuerzo de

Tracción

(Kg/mm2)

Esfuerzo de

Fluencia

(Kg/mm2)

Máximo Esfuerzo

Admisible de

Tensión (Kg/mm2

18 Cr - 8 Ni SA - 240 304 52.73 21.09 11.74



39

Este valor es habitualmente igual al máximo espesor corroído previsto

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

incrementándose a los espesores obtenidos para resistir las cargas a las

que se encuentran sometidos los recipientes.

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

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

la corrosión que origine el producto.

Por lo tanto:

C = 3 mm

3.2.4 Eficienc ia de la Soldadura

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

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

producirse defectos en la realización de la soldadura y el calentamiento

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

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

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

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

una reducción de la tensión máxima admisible multiplicando a esta por

un coeficiente denominado Eficiencia de Junta (E).



40

Figura 3.1. Categoría de Juntas Soldadas.

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

de la Eficiencia es:

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

cumplidos o cuando las juntas categoría A o B que conectan sin costurason tipo 3, 4, 5 ó 6).

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

radiografiado “spot”).

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

E Descripción

0,85 Cuerpo cilíndrico

1,00 Cabezal Toriesférico

1,00 Fondo Toriesférico



41

3.2.5 Condic ión de operación del Recipiente

A continuación detallaremos las presiones de diseño y volumen de

diseño.

El valor de Volumen de Diseño es:

VD = 3 m3

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

del reactor, por lo tanto este valor es:

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

VO = 2,25 m3

La Presión de Operación para el procesamiento de biodiesel en el

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

Para ello utilizaremos:

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

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

considerar que la presión será diferente a diferentes alturas.

Para hallar PH debemos tener en cuenta que las presiones hidrostáticas

generadas por las diferentes alturas de las columnas del producto,



42

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

produce una presión de 0,0305 Kg/cm2.

Con lo dicho anteriormente tenemos que:

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

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

producto, se tomará como valor:

Pe = 1

Luego:

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

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

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

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

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

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



43

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

Por lo tanto tenemos que (Unidades del SI):

Los valores de Diseño de Presión, Temperatura y Volumen se observanen la Tabla 3.2.

Tabla 3.2. Valor de Operación y Valor de Diseño.

DescripciónPresión

(Kg/cm2)

Temperatura

(ºC)

Volumen

(m3)

Valor de Operación 3,43 65 - 85 2,25Valor de Diseño 4,00 95 3,00



44

Para la realización de los cálculos de las dimensiones del reactor

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

equivalente a 57 Lb/pulg2.

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

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

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

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

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

autor Eugene Megysey”.

3.3 Cálculo del tamaño óptimo del Tanque

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

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

mecánico del Reactor.

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

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

fondos toriesféricos, lo cual facilitaremos la agitación del reactor.

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

procedimiento siguiente:



45

P = Presión de diseño (Lb/pulg2).

C = Margen de corrosión (pulg).

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

E = Eficiencia de la junta.

D i = Diámetro interior (m)

LC = Altura del cuerpo cilíndrico (m)

De acuerdo a los parámetros de operación tenemos que:

Tabla 3.3. Parámetros de Diseño

Descripción Parámetros de Diseño

P 57 Lb/pulg

C 0,125 pulg

S 16 700 Lb/pulg2

E 0,85

V 106 pies

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

(Tabla 3.3).



46

Resolviendo la ecuación:

Tenemos que:

F = 0,032

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

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

D i = 4 pies

D i = 1 219,20 mm

Por lo que tomaremos como medida:

D i = 1,20 m



47

Figura 3.2. Selección del Diámetro del Recipiente.



48

3.4 Cálculo del Volumen de los cabezales Toriesférico

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

siguiente fórmula:

V f = Volumen del fondo toriesférico (m3)

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

3.5 Cálculo de la Altura Total Interior del Tanque

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

cabezales toriesféricos.

3.5.1 Cálculo de la Altura del Cuerpo Cilíndrico del Tanque

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

del cuerpo cilíndrico:

Volumen del cuerpo cilíndrico = Volumen Total – Volumen de cabezales



49

Volumen del cuerpo cil índrico = 2,65 m3

Luego calculamos la Longitud del cuerpo cilíndrico con la siguiente

fórmula:

Resolviendo la fórmula tenemos:

L C = 2,34 m

Por lo tanto tomaremos como dimensión:

L C = 2 400 mm



50

3.5.2 Cálculo de la Altura del cabezal toriesférico del Recipiente

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

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

usar:

Figura 3.3. Fondo Tor iesférico.

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

tiene que:

Tenemos que:

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



51

Entonces reemplazando valores tenemos:

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

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

3.5.3 Cálculo de la Altura Total

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

Entonces reemplazando valores tenemos:



52

3.6 Cálculo del espesor del cuerpo cilíndrico interior

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

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

UG – 28 para la Presión Externa.

3.6.1 Cálculo del espesor del cil indro interior por Presión Interna

Para cuerpos cilíndricos sometidos a presión, el cálculo del espesor

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

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

es la siguiente:

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

por presión interna son los siguientes:

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

R = 60 cm

S = 1 174,13 Kg/cm2

E = 0,85

tC = Espesor del cuerpo del cilindro (mm)

C = 3 mm



53


Con el margen de corrosión tendremos:

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

3.6.2 Cálculo del espesor del cil indro interior por Presión Externa

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

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



54

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

reglas para presión externa.

Debido a que el recipiente se encontrará enchaquetado a una

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

acuerdo a las tablas de Vapor Saturado.

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

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

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

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

Utilizaremos la fórmula para la Máxima Presión Externa Admisible:

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

siguiente:

a) Asumir un valor para "t" :

t = 6 mm

Además tenemos los siguientes datos:

LC = 2 400 mm

D0 = 1 200 mm



55

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

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

A = 0.000225

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

d) Calcular el valor de Pa :

De acuerdo a los datos anteriores tenemos que:

Pa = 1,41 kg/cm2

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

espesor calculado es el adecuado.



56

3.7 Cálculo del espesor de los Cabezales Toriesféricos del Recipiente

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

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

Presión interna y UG – 28 para la Presión Externa.

Figura 3.4. Forma del cabezal y fondo toriesférico.

3.7.1 Cálculo por Presión Interna del Cabezal Toriesférico

Para el cálculo del espesor por la Presión Interna del cabezal

Toriesférico se debe utilizar la siguiente fórmula:

D

r

t

L

Cabezal Toriesférico



57

Datos:

P = 4 kg/cm2

L = D i = 120 cm

S = 1 174,13 Kg/cm2

E = 1

t = Espesor del cabezal (mm)

r = 6% L = 7,20 cm

L/r = 16,67

M = 1,77 (Anexo 12)

Reemplazando los valores tenemos que:

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

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

usaremos será:



58

3.7.2 Cálculo por Presión Interna del Fondo Toriesférico

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

se debe utilizar la siguiente fórmula:

Datos:

P = 4 kg/cm2

L = D i = 120 cm

S = 1 174,13 Kg/cm2

E = 1


r = 6% L = 7,20 cm

L/r = 16,67

M = 1,77 (Anexo 12)




59

Aumentando el Margen de corrosión tenemos:

Entonces el espesor que usaremos para los cabezales toriesféricos

será:

3.7.3 Cálculo por Presión Externa del Cabezal Toriesférico

Para el cálculo del espesor por Presión Externa del Cabezal Toriesférico





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



60

Datos:

P = 1,03 Kg/cm2

L = 120 cm

S = 1 174,13 Kg/cm2

E = 1

r = 6% L = 7,20 cm

L/r = 16,67

M = 1,77 (Anexo 12)

Primero debemos hallar la P’:

P’ = 1,67 x P

P’ = 1,72 Kg/cm2


Aumentando el Margen de corrosión tenemos que:



61


será:

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

adecuado, entonces tenemos que asumir:

t = 6 mm

R0 = Radio exterior (mm)

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

Entonces calculamos “A” con la siguiente fórmula:

Reemplazando los valores:

Resolviendo tenemos que:

A = 0.00124



62

Del Anexo 10 interpolando tenemos que:

B = 9 000

Luego calculamos el valor de Pa con la siguiente fórmula:

Pa = 89,11 Lb/pulg2

Pa = 6,27 Kg/cm2

Entonces el espesor calculado es el adecuado debido a que:

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



63

3.7.4 Cálculo por Presión Externa del Fondo Toriesférico

Para el cálculo del espesor por Presión Externa del Fondo Toriesférico








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

Datos:

P = 1,03 Kg/cm2

L = 120 cm

S = 1 174,13 Kg/cm2

E = 1

r = 6% L = 7,20 cm

L/r = 16,67

M = 1,77 (Anexo 12)



64


P’ = 1,67 x P

P’ = 1,72 Kg/cm2




será:



65


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

presión interna:

t = 8 mm


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




A = 0,00165


B = 10 000



66


Pa = 132,01 Lb/pulg

2

Pa = 9,28 Kg/cm2

Entonces el espesor calculado es el adecuado debido a que:9,28 Kg/cm2 > 1,03 Kg/cm2.

3.8 Cálculo del espesor del Cilindro y Cabezales Toriesféricos del

enchaquetado

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

material Acero al Carbono SA-36.

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

consiguiente se analizará el espesor de dichas partes.



67

3.8.1 Cálculo del espesor del cil indro del enchaquetado por Presión

Interna

Para cuerpos cilíndricos sometidos a presión, el cálculo del espesor

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




Datos:

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

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

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

E = 0,85

tce = Espesor del cuerpo del cilindro (mm)

C = 3 mm




68

Con el margen de corrosión tendremos:

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

3.8.2 Cálculo del espesor del cil indro del enchaquetado por Presión

Externa



Utilizaremos la fórmula para la Máxima Presión Externa Admisible:

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

siguiente:

a) Asumir un valor para "t" :

t = 6 mm



69

Además tenemos los siguientes datos:

LC = 2 400 mm

D0 = 1 312 mm

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

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

A = 0.00023

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

d) Calcular el valor de Pa :

De acuerdo a los datos anteriores tenemos que:

Pa = 1,28 kg/cm2



70

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

espesor calculado es el adecuado.

3.8.3 Cálculo por Presión Interna del Fondo Toriesférico del

enchaquetado

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





Datos:

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

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

L = D i = 131,2 cm

E = 1


r = 6% L = 7,87 cm

L/r = 16,67

M = 1,77 (Anexo 12)



71


Aumentando el Margen de corrosión tenemos:


será:

3.8.4 Cálculo por Presión Externa del Fondo Toriesférico del

enchaquetado

Para el cálculo del espesor por Presión Externa del Fondo Toriesférico




72




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

Datos:

P = 1,03 Kg/cm2

L = 131,20 cm

S = 1 167,10 Kg/cm2

E = 1

r = 6% L = 7,87 cm

L/r = 16,67

M = 1,77 (Anexo 12)


P’ = 1,67 x P

P’ = 1,72 Kg/cm2


t = 1,71 mm



73



será:

t = 6 mm


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

presión interna:

t = 6 mm


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





74


A = 0,00113


B = 11 000


Pa = 99,70 Lb/pulg2

Pa = 7 Kg/cm2

Entonces el espesor calculado es el adecuado debido a que:

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



75

3.9 Diseño y dimensionamiento de aberturas

3.9.1 Abertura para el sistema de agitación

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

acuerdo a la norma ASME SECCION VIII División 1.

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

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

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

Figura 3.5. Nomenclatura y fórmulas para reforzamiento de

aberturas

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

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

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

realizaron.

h1=

h2=

A43

A41A42



76

Antes de realizar los cálculos se mencionarán los siguientes términos

utilizados en las fórmulas:

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

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

del recipiente. (m2)

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

de la conexión. (m2)

A3 = Área disponible para refuerzo cuando la conexión penetra dentro

del recipiente. (m2)

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

disponibles para refuerzo. (m2)

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

f r1 = Sn/Sv para conexiones insertadas a través de la pared del

recipiente.

f r2 = Sn/Sv

f r3 = El menor de (Sp ó Sn)/Sv

f r4 = Sp/Sv para conexiones insertadas a través de la pared del

recipiente.

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

(Kg/cm2)



77

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

(Kg/cm2)

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

refuerzo. (Kg/cm2)

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

sobreespesores por formado ni corrosión). (mm)

tn = espesor especificado para el cuello de la conexión menos elsobreespesor de corrosión y tolerancia de espesor en menos para el

caso de tubos. (mm)

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

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

t r = espesor requerido para un cuerpo sin costura basado en refuerzos

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

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

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

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

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

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

Dp = Diámetro exterior del elemento agregado para refuerzo.



78

W = Carga total soportada por las soldaduras de fijación.

E = 1 (según definición para tr y trn)

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

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

autógena)

F = Factor de compensación por variación de esfuerzos por presión

interior en diferentes planos respecto del eje del recipiente.

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

(mm)

Tenemos los siguientes datos del Tanque:

Material: SA-240-304

P = 4 Kg/cm2

C = 3,18 mm

Sv = 1 174,13 Kg/cm2

E = 1

D = 1 200 mm

R = 600 mm

t = 6 mm

Datos de la conexión para el sistema de agitación:

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

fabricación del tubo)



79

P = 4 Kg/cm2

C = 3 mm

Sn = 1 174,13 Kg/cm2

E = 1

d = 500 mm

Rn = 250 mm

tn = 6 mm

Otros datos:

F = 1 (De acuerdo al Anexo 14)

E1 = 1

f r1 = f r2 = Sn/Sv = 1

f r3 = f r4 = Sp/Sv = 1

te = 3,18 mm

Sp = 1 174,13 Kg/cm2

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

L/r = 16,67

M = 1,77 (Anexo 12)

Ahora se realizará los cálculos:

Hallando el espesor del cuerpo:



80

Hallando el espesor del cuello:

Verificar los límites de reforzamiento:

Escoger el mayor valor:

d = 500 mm

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



81

Escogemos el mayor valor:

d = 500 mm

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

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

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

Escogemos el menor valor:

h 2 = 15 mm


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

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


h 1 = 15 mm



82

Calcular el Área de refuerzo requerido:

Calcular el Área de refuerzo disponible

Área disponible en el cuerpo:

A1 = Escoger el de Mayor Área.

ó



83

Entonces se elige el mayor valor:

Área disponible en el cuello:

A2 = Escoger la Menor Área.

ó



84

Entonces se escoge el menor valor:

Área disponible en el cuello insertado en el tanque:


ó



85

ó

Entonces se elige el menor valor:

Área disponible en soldadura:

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

el cateto o “leg” de 6 mm.



86

Sumando:

Luego:

(Falso)

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

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

siguiente fórmula:

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

para obtener el mínimo valor del diámetro de refuerzo.



87

Hallando Área disponible en soldadura A42:



El área de refuerzo A5 tiene la siguiente fórmula:

Como tenemos que:



88

Entonces Dp tiene la siguiente fórmula:

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

aproximadamente su medida es pequeña, entonces se redondeará este

valor a la siguiente medida:

Reemplazando “Dp” en fórmula de A5 tenemos que:



89

Área de conexión por:

Luego:

2 198,07 mm2 > 1810 mm2 (cumple)

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

de agitación

Estos cálculos se realizarán para determinar cuánto de carga soporta la

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

el motorreductor y accesorios para el sistema de agitación.

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



90

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

soldadura para ser considerado.



91

A continuación se detallan los cálculos:

a) Carga que debe soportar las soldaduras W

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

Necesitamos conocer los siguientes datos:

f r1 = f r2 = 1

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

t r = 3,62 mm

tn = 6 mm

t = 6 mm

F = 1

A41 = A43 = 36 mm2

A42 = 36 mm2

Dext = 512 mm = 51,20 cm

Dm = 506 mm = 50,6 cm

Dp = 650 mm = 65 cm

Utilizando la formula anterior tenemos que:



92

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

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





93

c) Valores de esfuerzo de las soldaduras:

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

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

Kg/cm2

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

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

d) Resistencia de los elementos de conexión:

Soldadura de filete a corte = x cateto de soldadura x

575,32

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

Soldadura de ranura a tensión = x cateto de soldadura x

868,86

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

Soldadura de filete (refuerzo) a corte

= x cateto de soldadura x 575,32

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



94

Soldadura de ranura a tensión

= x cateto de soldadura x 868,86

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

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

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

e) Posibles trayectorias de falla:

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

(OK)

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

(OK)

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

(OK)

La resistencia de soldadura de las trayectorias tiene mayor resistencia

que la carga total requerida de 7 614 Kg.

La trayectoria 2-2 tiene mayor resistencia.

Por lo tanto cumple los cálculos.



95

3.9.3 Abertura para manhole

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

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

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

instalar registros de 18 ó 20 pulgadas de diámetro.

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

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

SECCION VIII División 1.

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

Se necesitan los siguientes datos del Tanque:


P = 4 Kg/cm2

C = 3 mm

Sv = 1 174,13 Kg/cm2

E = 1

D = 1 200 mm

R = 600 mm

t = 6 mm

Rn = 250 mm

Datos de la conexión para el sistema de agitación:

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

fabricación del tubo)

P = 4 Kg/cm2



96

C = 3 mm

Sn = 1 174,13 Kg/cm2

E = 1

d = 500 mm

Rn = 250 mm

tn = 6 mm

Otros datos:


E1 = 1

f r1 = f r2 = Sn/Sv = 1

f r3 = f r4 = Sp/Sv = 1

te = 3 mm

Sp = 1 174,13 Kg/cm2

Ahora se realizará los cálculos:




97




d = 500 mm

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


d = 500 mm


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



98

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

Se elige el menor valor:

h 1 = 15 mm







99

ó


Área disponible en el cuello:A2 = Escoger la Menor Área.

ó



100





Sumando:



101

Luego:

Luego:

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

3.10 Diseño de tuberías de carga, descarga y de venteo

3.10.1 Tubería de Carga

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

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

el aceite reciclado.

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

continuación se realizará los cálculos necesarios para comprobar la

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

Sección VIII y ASME B31.3.

Se necesitan las siguientes nomenclaturas:

D t = Diámetro exterior de acuerdo a los estándares de las tuberías

(mm).

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

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



102

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

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

(Kg/cm2).

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

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

P = Presión de diseño (Kg/cm2)

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

Tenemos los siguientes datos:

D t = 48,30 mm

t t = 3,68 mm

E = 1

S = 1 174,13 Kg/cm2

P = 4 Kg/cm2



103

Primero hallar la condición:

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

Y = 0,40

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

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

(espesor = 3,68mm).



104

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

para determinar si necesitan refuerzo y donde deben estar ubicadas las

tuberías de carga de los fluidos.



P = 4 Kg/cm2

C = 3 mm

Sv = 1 174,13 Kg/cm2

E = 1

D = 1 200 mm

R = 600 mm

t = 6 mm

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

catalizador y metanol:

Material: SA-312-TP 304L

P = 4 Kg/cm2

C = 3 mm

Sn = 1 174,13 Kg/cm2

E = 1

D tint = 40,94 mm

Rn = 20,47 mm

tn = 3,68 mm



105

Otros datos:


E1 = 1

fr1 = fr2 = Sn/Sv = 1

Sp = 1174,13 Kg/cm2

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

L/r = 16,67

M = 1,77 (Anexo 12)





106



d = 40,94 mm

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


d = 40,94 mm


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

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



107


h 1 = 9,20 mm





ó



108




ó



109



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

cateto o “leg” de 3 mm.

Sumando:



110

Luego:

Luego:

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

3.10.2 Tubería de Descarga

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

descarga, el cual servirá para transportar mediante una bomba el

biodiesel hacia un separador centrífugo donde se continuará con el

procesamiento de biodiesel.

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

se realizará los cálculos necesarios para comprobar la resistencia de la

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

B31.3.

Tenemos los siguientes datos:

D t = 60,30 mm

t t = 3,91 mm

E = 1



111

S = 1 174,13 Kg/cm2

P = 4 Kg/cm2

Primero hallar la condición:

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

Y = 0,40

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



112

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

(espesor = 3,91mm).

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

para determinar si necesitan refuerzo y donde deben estar ubicadas las

tuberías de carga de los fluidos.



P = 4 Kg/cm2

C = 3 mm

Sv = 1 174,13 Kg/cm2

E = 1

D = 1 200 mm

R = 600 mm

t = 8 mm

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

catalizador y metanol:


P = 4 Kg/cm2

C = 3 mm

Sn = 1 174,13 Kg/cm2

E = 1



113

D tint = 52,48 mm

Rn = 26,24 mm

tn = 3,91 mm

Otros datos:


E1 = 1

fr1 = fr2 = Sn/Sv = 1

Sp = 1 174,13 Kg/cm2

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

L/r = 16,67

M = 1,77 (Anexo 12)




114




d = 52,48 mm

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


d = 52,48 mm


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



115

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


h 1 = 9,78 mm







116

ó






117

ó



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

cateto o “leg” de 3 mm.



118

Sumando:

Luego:

Luego:

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

3.10.3 Tubería de Venteo

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

debe ser calculada, de modo que no produzcan presiones interiores

mayores a 57 PSI (4 Kg/cm2).



119

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

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

caso inferior a 35 mm.

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

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

Inoxidable, los cálculos necesarios para comprobar la resistencia de la

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

3.11 Cálculo y selección de bridas

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

utilizaremos los parámetros de operación para seleccionar las bridas a utilizar

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

descarga y carga.

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

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

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

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

soportan las bridas.

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



120

Tabla 3.5. Máxima presión de las bridas.

Por lo que se resumen a continuación:

Tabla 3.6. Diámetro de Tubería.

Diámetro de Tubería Cant. Especificación

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

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

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



121

3.12 Cálculo y selección de empaquetadura

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

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

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

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

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

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

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

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

se conoce con el nombre de Factor de empaquetadura”.

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

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

Figura 3.7. Ancho efectivo de la Empaquetadura.



122

Para realizar los cálculos necesarios se necesita los siguientes parámetros:

F it = Carga de asentamiento ó de instalación (Kg).

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

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

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

b = Ancho efectivo de la empaquetadura (mm)

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

empaquetadura (mm).

y = Esfuerzo mínimo de asentamiento o instalación de la empaquetadura

(Kg/cm2). (Anexo 18)

P = Presión de operación (Kg/cm

2

).

m = Factor de Empaquetadura (Anexo 18)

N = Ancho geométrico (mm) (Anexo 20)

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

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

Material de Empaquetadura = Asbestos

Material de Brida = Acero Inoxidable



123

De acuerdo al Anexo 20, tomamos los siguientes valores:

N = 1.5”

Dom = 23” = 584,20 mm

D im = 20” = 508 mm

P = 4 Kg/cm2

Temperatura de diseño = 95 °C

Sdo = 490 Kg/cm2

Sd = 490 Kg/cm2

Con estos valores hallaremos el ancho efectivo “b”:

Reemplazando los valores tenemos:



124

El diámetro de la reacción de la empaquetadura será:

Las dimensiones de la empaquetadura serán:

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

Se utilizará empaquetadura en láminas Gylon Style 3565 Envelon (Marca

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

y = 161,70 Kg/cm2

m = 3,7

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

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

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

ASME Sección VIII de las parte UG – 34.



125

Tenemos las siguientes fórmulas:

• Para la condición de operación:

• Para la condición de asentamiento:

t (brida) = Mayor Valor [ t i , t ii ]

Donde:

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

G = Diámetro efectivo (mm)

P = Presión de Diseño (Kg/cm2)

S = Esfuerzo admisible (Kg/cm2)

E = Eficiencia de Junta

hG = Brazo de Palanca (mm)

W i = Carga del perno (Kg)

W ii = Carga máxima del perno (Kg)



126

Datos:

G = 562,50 mm

P = 4 Kg/cm2

S = 893 Kg/cm2

E = 1

hG = 36,25 mm

W i = 13 050,08 Kg

W ii = 49 776,19 Kg

Reemplazando los datos tenemos:

t i = 24,58 mm

t ii = 24,79 mm

Luego:

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

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



127

CAPITULO IV

DISEÑO DEL SISTEMA DE AGITACION


Para el diseño del Sistema de Agitación se realizará las siguientes

consideraciones:

Las características del fluido.

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

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

para el cálculo del eje de rotación.

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

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

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

4.2 Sistema de Agitación

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

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

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



128

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

velocidad y el consumo de potencia.

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

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

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

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

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

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

distribuyan al azar entre sí.

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

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

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

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

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

que se muestra en la figura 4.1.

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

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

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

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

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

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



129

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

eventualmente retorne al rodete.

Figura 4.1. Tanque típico de proceso de agitación.

4.3 Diseño del Rodete

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

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

tangencial o radial.

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

rodetes de flujo radial.



130

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

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

Figura 4.2.

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

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

Otros rodetes especiales resultan también útiles en situaciones especiales, perolos tres tipos principales mencionados resuelven tal vez el 95% de todos los

problemas de agitación de fluidos.



131

Figura 4.3. Tipos de Rodetes.

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

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

diseño.

Figura 4.4. Turbina Rushton de 6 palas.



132

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

4.2 son:

Figura 4.5. Fórmulas para dimensionamiento del rodete ó impulsor.

4.3.1 Cálculo de las dimensiones del rodete

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

Da: diámetro del rodete (mm)

W: Anchura de las palas (mm)L: Largo de las palas (mm)

J: Ancho de los bafles (mm)

D t: diámetro del tanque (mm)

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

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

turbina (m).

Como Dt = 1 200 m



133

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

Entonces desarrollando la fórmula tenemos que:

Da = 400 mm

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


E = 400 mm

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



134


L = 100 mm

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


W = 80 mm

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

de la siguiente dimensión:

Dpl = 300 mm



135

4.3.2 Cálculo de las placas deflectoras

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

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

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

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

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

Para lograr una agitación vigorosa con agitadores verticales, se

acostumbra el empleo de deflectores para reducir el tamaño del remolino

y obtener así un buen mezclado. En la figura 4.6 se muestra deflectores

montados en las paredes en posición vertical. Casi siempre basta con

cuatro deflectores, que tengan anchura de cerca de 1/12 del diámetro

del tanque para turbinas y propulsores.

Figura 4.6. Tanque con deflectores con un agitador de turbina.

a) Vista Lateral b) Vista Superior



136

Se utilizarán por lo tanto 04 placas deflectoras.

De acuerdo a la Figura 4.2, se calcularán las dimensiones de la Placa

Deflectora.

Tomamos las fórmulas de la Figura 4.5:

Como Dt = 1200 m


J = 100 m

Espesor de los deflectores será de: e = 6 mm.

4.4 Cálculo de la Potencia consumida en el tanque

Un factor trascendental en el diseño de un recipiente de agitación es la potencia

para mover el impulsor. Puesto que la potencia requerida para un sistema dado

no puede predecirse teóricamente, pero se tiene correlaciones empíricas para

estimar los requerimientos de potencia.



137

4.4.1 Selección del Flujo a trabajar

Se seleccionará un Flujo Turbulento.

4.4.2 Selección de la Velocidad Angular

De acuerdo a varias bibliografías sobre el proceso de transesterificación

que se realizase en el Tanque Reactor tenemos que la velocidad

agitación es de aproximadamente:

N = 180 RPM

4.4.3 Cálculo de la Densidad Promedio y Viscosidad Promedio

De acuerdo a la combinación de aceite comestible y metanol que se

realiza en el reactor químico, hallaremos la densidad promedio y su

viscosidad promedio para los cálculos siguientes.

Para hallar la Densidad Promedio utilizaremos la siguiente fórmula:



138

Donde:

ρM = Densidad promedio de la mezcla (Kg/m3)

ρ = Densidad de cada componente i (Kg/m3)

V = Volumen (m3)

Datos:

ρaceite = 930 Kg/m3

Vaceite = 2 m

3

(De acuerdo al Anexo 1)ρmetanol = 720 Kg/m3

Vmetanol = 0,25 m3 (De acuerdo al Anexo 1)

Desarrollando la fórmula tenemos:

Para hallar la Densidad Promedio utilizaremos la siguiente fórmula:



139

Donde:

µmezcla = Viscosidad de la mezcla (Kg/m-s)

µi = Viscosidad de cada compuesto (Kg/m-s)

x i = Fracción Molar de la mezcla

Datos:

µaceite = 0,0342 Kg/m-s

x i = 0,875

µmetanol = 0,0006 Kg/m-s

x i = 0,032

Desarrollando la fórmula tenemos:

4.4.4 Cálculo del Número de Reynolds

Para hallar la velocidad angular tenemos que recurrir a la fórmula del

Número de Reynolds:



140

NRe = Número de Reynolds

ρ = Densidad (Kg/m3)

Da = Diámetro del rodete (m)

µ = Viscosidad (kg/m-s)

n = RPS

Datos:

ρ = 907 Kg/m

3

Da = 0,40 m

µ = 0,0236 kg/m-s

n = 3 RPS

Calculando en NRe tenemos que:

4.4.5 Cálculo de la Potencia

Para el cálculo de la Potencia tendremos la siguiente fórmula:



141

Parámetros a utilizar:

NP = Número de Potencia


Da = Diámetro del rodete (m)

P = Potencia (W)

n = RPS

Datos:

NP = 5,46 (de acuerdo a las figuras 4.7 y 4.8)

ρ = 907 Kg/m3

Da = 0,40 m

n = 3 RPS

Deduciendo la fórmula tenemos que “P”:

Luego resolviendo la fórmula tenemos que:

P = 1,37 KW



142

P

o t e n c i a c o r r e l a t i v a p o r e l b a f l e d e l o s i m p u l s o r e s t i p o t u r b i n a , p a r a t a n q u e

c o n 0 4 b a f l e s ( D e U h l y G r a y ( 1 9 6 7 ) - p e r m i s o ) , w = a n c h o

d e i m p u l s o r ,

D = d i

á m e t r o d e l i m p u l s o r .

F i g u r a 4 . 7 .

N ú m e r o d e P o t e n c i a



143

V a l o r e s d e l N ú m e r o d e

p o t e n c i a e n c o n d i c i o n e s t u r b u l e n t a s N p , p a r a

d i f e r e n t e s c o n f i g u r a c

i o n e s d e l i m p u l s o r . N o t a : W / D

e s l a r a z ó n d e l

a n c h o r e a l d e l á

l a b e r e s p e c t o a l d i á m e t r o d e l i m p u l s o r .

F i g u r a 4 . 8 .

V a l o r d e N p = 5 , 4

6 p a r a t i p o d e r o d e

t e d e d i s c o .



144

4.4.6 Selección del Motorreductor

Para la selección del motorreductor necesitamos los siguientes datos:

P = 1,37 KW = 1,84 HP (Potencia de Salida)

N = 180 RPM (Velocidad de salida)

Aplicación: Agitación de líquidos (Anexo 27)

Clase II: Carga Uniforme (Anexo 26)

Eficiencia del motor (η) = 0,94 – 0,96

Pmotor = Potencia de motorreductor (Kw)

F.S. = 1,25 (Factor de Servicio) (Anexo 28)

Horas diarias de operación = 24 horas

Posición de montaje = Vertical

Hallando Pmotor :

Tomamos como η = 0,94, reemplazando en la fórmula:



145

Para seleccionar el motorreductor utilizaremos la siguiente fórmula:

Para ello tenemos que convertir la Potencia en HP:

De acuerdo al Anexo 29, 30 y 31 tenemos que:

Motorreductor de 3 HP, 1750 RPM

Modelo: CNVM 3 – 6110 YC – SG – B – 8

Motor: 220/440 x 4P x 60 Hz

Reducción: 1:8

NSalida = 219 RPM



146

4.4.7 Cálculo del Momento Torsor

Se realizará el cálculo del Momento Torsor para realizar el cálculo del

Eje para el impulsor o rodete, para ello se utilizará la siguiente fórmula:

Se necesitan los siguientes parámetros:

T: Momento Torsor (Kg-m)

P: Potencia (HP)

N: RPM

Datos:

P = 3 HP

N = 219 RPM

Reemplazando los datos tenemos que:



147

4.5 Cálculo del Eje del impulsor

Para el cálculo eje impulsor tomamos como dato la Potencia requerida para

agitar el biodiesel, además expresaremos los datos para el cálculo del eje del

impulsor.

Parámetros:


Sy: Esfuerzo de Fluencia (Kg/mm2)

Su: Esfuerzo de Ruptura (Kg/mm2)

Ssd: Esfuerzo Permisible a Corte (Kg/mm2)

KT: Factor de Carga de Torsión (Anexo 32)

T: Momento Torsor (Kg-mm)

d0: Diámetro exterior del eje (mm)

: Esfuerzo Permisible a Corte con chavetero (Kg/mm2)

Datos:

Sy = 21 Kg/mm2

Su = 59,76 Kg/mm2

KT = 1,5

T = 9 810 Kg-mm

Para el cálculo del diámetro del eje utilizaremos la Fórmula del código ASME

para un Eje Macizo:



148

Los esfuerzos de cálculo (probablemente pensando en árboles estirados en

frío) se dan como sigue:

Con el desarrollo de estas fórmulas tenemos que seleccionar el menor valor de

ellos (Teoría de Esfuerzo de Cortante Máximo).

Entonces el menor valor es:



149

Pero como tiene chavetero, utilizaremos la siguiente fórmula:

Despejando tenemos:

Luego se procede a incrementar de acuerdo a tablas debido al cálculo de su

diámetro es mayor que 1”.

También debido a que el diámetro del motorreductor es de 1,25” se tomará un

diámetro mayor a este.



150

Por lo tanto:

4.6 Verificación del eje por deformación angular por torsión

Por recomendaciones prácticas, la deformación torsional para eje de

transmisión sometido a cargas variables debe ser:

≤

1º (por cada 20 diámetro)

La fórmula para hallar la deformación es la siguiente:

θ = ángulo de deformación (rad)

T = Torsión (kg-cm)

L = Distancia hasta la sección crítica

J = Momento polar de inercia (cm4)

G = Módulo de elasticidad transversal (kg/cm2)

E = Módulo de Elasticidad = 2,10 x 106 Kg/cm2

µ = Coeficiente de Poisón = 0,3



151

Hallando Momento Polar de Inercia “J”:

Hallando Módulo de elasticidad transversal “G”:

Como L = 20 d

Luego tenemos que:



152

4.7 Cálculo de la Chaveta

En la zona del acoplamiento se usará una chaveta plana de acero inoxidable

SA 240 TP 304L.

El Anexo 33 muestra las chavetas estándar según las normas DIN 6885.

La chaveta plana recomendada para un diámetro de 40 mm es:

12 mm x 8 mm x Longi tud (L)

Donde:

L = Mayor (Ls, Lc)

Ls = Longitud de chaveta por esfuerzo cortante (mm)

Lc = Longitud de chaveta por esfuerzo de compresión (mm)

El Esfuerzo Cortante:

El Esfuerzo de Compresión:



153

Se tiene que:

b = Ancho = 10 mm

t = Altura = 8 mm

d = Diámetro = 40 mm

T = Torque = 9 810 kg-mm

Entonces hallando Ls:

Luego hallando Lc:

La mayor longitud “L” es:



154

Pero como el acoplamiento tiene una longitud de canal chavetero de 35 mm,

entonces asumiremos una longitud de 35 mm para la conexión entre estos ejes.

La chaveta será de:

4.8 Cálculo y selección de acoplamiento

Para realizar el cálculo del acoplamiento, se tomará en cuenta el procedimiento

de selección de Acoples Elástico Tipo A (Gummi) de acuerdo al Anexo 20, el

cual muestra el tipo de acoplamiento y medidas.

Parámetros para seleccionar el acoplamiento:

TN = Torque Nominal (Nm)

P = Potencia continua a transmitir por acoplamiento (HP) = 3 HP

N = 219 RPM

F.S. = Factor de Servicio = 1,00 (Líquidos)

Con los datos de la Potencia (P) y el Factor de Servicio (F.S.), utilizamos el

Anexo 34 para hallar el modelo de acoplamiento de acuerdo en la “Tabla 1” del

Anexo que indica.

Potencia x F.S. = 3 HP x 1,00 = 3 HP



155

De acuerdo al Anexo 34 y las RPM tenemos que:

Modelo: A30

A partir de la Potencia (P) y la velocidad de funcionamiento (N), calcule el

Torque Nominal, TN, con la fórmula siguiente:

El valor obtenido, igual o superior, se compara con el Anexo 36 en la “Tabla

III” , en la columna de velocidades (RPM) correspondiente; la parte superior de

la columna indica el tamaño de acople a utilizar.

Verificar en esta Tabla el diámetro de cada uno de los ejes en función del

máximo y del mínimo.

Acoplamiento t ipo A30 – CN / CN – ES



156

4.9 Cálculo Estructural del Rodete

Se realizará los cálculos de las fuerzas sobre el impulsor, el espesor de los

álabes y el espesor del disco.

4.9.1 Determinación de las fuerzas sobre el impulsor

Se utilizará dos impulsores para una mejor mezcla o agitación.

Cada impulsor consumirá:

Potencia Impulsor = 3 HP / 2 = 1,50 HP

Como cada impulsor consta de 3 pares de álabes opuestos uno del otro,

entonces cada par de álabes consumirá:

Potencia Álabe = 1.5 HP / 3 = 0,50 HP

De acuerdo a la Figura 4.9, el torque desarrollado por cada par de

álabes será:



157

Figura 4.9. Fuerzas del impulsor

Parámetros de cálculo son:

Tp = Torque de impulsor (Kg-m)

Pp = Potencia de álabe (HP)

N = RPM

d = Diámetro del impulsor (m)

F = Carga (Kg)

Datos:

Pp = 0,50 HP

N = 219 RPM

d = 0,40 m

Desarrollando la fórmula anterior:

F

F

d



158

Luego la fuerza ejercida por el fluido al movimiento de cada paleta será:

4.9.2 Determinación del espesor de los álabes

El material de los álabes será de Acero Inoxidable SA-240-TP304L con

esfuerzo de fluencia de 21 Kg/cm2; las dimensiones de los álabes se

muestran en la figura 4.10:

Figura 4.10. Dimensiones del álabe.

8 0

110



159

Asumiendo que se trata de un cantiléver simple con una carga puntual

en el extremo:

Figura 4.11. Carga Puntual.

El esfuerzo máximo se da en el extremo “O”:

F = 8,20 Kg

L = Longitud del voladizo (mm)

Bo = Ancho (mm)

t = espesor (mm)

Sad = Esfuerzo admisible = 0,50 S y

F

0

L

t



160

Datos:

L = 50 mm

Bo = 80 mm

Sad = 0,50 Sy = 0,50 x 21 Kg/mm2 = 10,50 Kg/mm2 = Smáx

Por consiguiente:

Finalmente se usará planchas de 6 mm de espesor para su fabricación.

4.9.3 Determinación del espesor del disco

Para el cálculo del espesor del disco usaremos la Teoría de Placas

Planas.



161

Figura 4.12. Teoría de Placas Planas.

El esfuerzo máximo ocurre en los bordes interiores y está dado por:

Donde:

Smáx = Sad = 10,50 Kg/mm2

W = Peso impulsor = 6,32 Kg

R = Radio exterior = 150 mmr = radio interior = 30 mm

µ = Coeficiente de Poison = 0,30

tdisco = Espesor mínimo del disco (mm)

W W

r

R



162

Reemplazando los datos en la fórmula tenemos que:

t disco = 1,58 mm

Debido al margen de sobreespesor o corrosión se agrega este espesor

por lo tanto:

Se usará plancha de: e = 6 mm

4.10 Cálculo y selección de los Rodamientos

Se usará para el soporte del eje un rodamiento de rodillos a rótula dispuesto

como se muestra en la figura siguiente:

Figura 4.13. Rodamiento de Rodil los a rótula con sopor te



163

Se seleccionará un soporte tipo Soporte de Brida 7225(00) (Anexo 39).

Los soportes de brida 7225(00) han sido diseñados para:

Rodamientos de bolas a rótula de las series 12 y 22.

Rodamientos de rodillos a rótula de las series 222.

Rodamientos CARB de la serie 22.

Los soportes han sido diseñados para rodamientos con un agujero

cónico sobre un manguito de fijación y ejes lisos, para diámetros de eje

de entre 20 y 100 mm.

Las dimensiones de los soportes de brida no están normalizadas, la

tolerancia para el asiente del rodamiento se encuentra dentro de la clase

G7.

Los rodamientos de rodillos a rótula son inherentemente autoalineables

y muy robustos. Las dos hileras de rodillos hacen que los rodamientos

puedan absorber cargas elevadas. La actual gama de rodamientos de

rodillos a rótula, inventada por SKF y refinada a lo largo de los años,

incluyen una amplia gama de tamaños de diversas Series de

dimensiones ISO así como diseños especiales, por ejemplo para cribas

vibratorias y aplicaciones similares.

Tienen dos hileras de rodillos con un camino de rodadura esférico

común en el aro exterior. Cada uno de los caminos de rodadura del aro

interior está inclinado formando un ángulo con el eje del rodamiento.



164

Esto les dota de una atractiva combinación de características que les

hace irremplazables en distintas aplicaciones muy exigentes. Son

autoalineables y consecuentemente insensibles a la desalineación del

eje con respecto al alojamiento y ala flexión o curvatura del eje.

Los rodamientos de rodillo a rótula SKF, son líderes en cuestión del

diseño y pueden absorber grandes cargas radiales, además de grandes

cargas axiales que actúan en ambos sentidos.

Laos rodamientos de rodillos a rótula SKF incluye:

Rodamientos abiertos.

Rodamientos obturados.

Rodamientos para aplicaciones vibratorias.

Figura 4.14. Rodamiento a rodillos a rótula

4.10.1 Cálculo de cargas sobre el rodamiento

Se calculará el peso de eje, el peso de los impulsores, fuerza de arrastre

y las reacciones en los rodamientos.



165

4.10.1.1 Cálculo de Carga Axial

Para realizar el cálculo de la Carga Axial se tomará el cálculo del

Peso Total.

Peso Total = Peso de Eje + Peso de los Impulsores

Peso del eje = 28,02 Kg

Peso de Impulsor = 12,64 Kg

Peso Total = 40,66 Kg

4.10.1.2 Cálculo de Carga Radial

El cálculo de la Carga Radial se realizará por medio de las

Fuerzas de Arrastre de las paletas.

Carga Radial = Fuerza de Arrastre

La Fuerza de Arrastre “Fa” está dada por la siguiente fórmula:

Donde:

Fa = Fuerza de Arrastre (Kg)

Ca = Coeficiente de Arrastre



166

A = Área (m2)

Pa = Presión (Kg/m2)


g = gravedad = 9,80 m/s2

V t = Velocidad tangencial (m/s)

D = Diámetro de la paleta (m) = 0,40 m

Cálculo de la velocidad tangencial:

Cálculo de la presión Pa:



167

Cálculo del área del álabe:

Datos:

Ca = 1,0

A = 4 x 10-3 m2

Pa = 1074,90 Kg/m2

ρ= 1000 Kg/m3 (debido a que la densidad de la mezcla es menor

que la del agua, por lo que se toma este valor)

V t = 3,74 m/s

Luego reemplazando los valores tenemos:



168

4.10.1.3 Cálculo de las reacciones de los rodamientos

Las reacciones sobre el rodamiento serán:

Figura 4.15. Reacciones.

Hallando momento en el punto “1” M1 = 0, tenemos:

0,25 x R2 = 3,09 x 4,30 + 2,69 x 4,30

R2 = 99,42 Kg

R1 = 90,82 Kg

R2

R1

Fa

Fa

0,25

2,44

0,40

3,09

Nota: Dimensiones en metro.



169

4.10.2 Selección de los rodamientos

Los requerimientos del rodamiento serán:

Fuerza Axial: Fa = 40,66 Kg

Fuerza Radial: Fr = 99,42 Kg

Velocidad: N = 219 RPM

La relación existente entre la duración nominal, la capacidad de carga

dinámica y la carga aplicada al rodamiento, viene expresada por la

ecuación:

Donde:

Lh = Duración Nominal en millones de revoluciones

C = Capacidad de Carga dinámica

P = Carga dinámica equivalente sobre el rodamiento

p = Exponente

p = 3, para rodamientos de bolas

p = 10/3, para rodamientos de rodillos

Datos:

Lh = 50 000 horas (Anexo 37)

N = 219 RPM



170

L = 657

Luego la Capacidad de Carga Dinámica equivalente:

C > 7P

Donde para un rodamiento de 40 mm de diámetro se obtiene:

Como se va a usar un soporte de brida, para rodamientos de rodillos a

rótula debe ser de serie 222, por consiguiente:



171

Para rodamientos de la serie 222 y con diámetro de 40 mm, de acuerdo

al catálogo de SKF, tenemos rodamiento de serie 22208 E, de acuerdo

al Anexo 38, tenemos el valor de Y2 = 3,6 entonces:

Luego:

La Capacidad de Carga Estática Equivalente (C0), utilizaremos la

siguiente fórmula:

Reemplazando el valor de Y0 = 2,5 de acuerdo al Anexo 38:



172

Luego:

De acuerdo al catálogo de rodamientos SKF se verifica que se utilizará

Rodamiento de Rodillos a Rótula 22208 E que cumple con el

requerimiento de carga, esto se verifica en el Anexo 38.



186

CAPITULO VI

DISEÑO DE SOPORTE Y ACCESORIOS DE IZAJE


Se diseñará los soportes y los accesorios de izaje para el Recipiente a presión,

el cual consistirá en calcular los pesos y las cargas que ejercen en el tanque:

Peso del Tanque.

Peso del enchaquetado.

Peso del eje.

Peso de los rodetes ó impulsores

Peso del Fluido.

Peso del motorreductor.

Peso de los rodamientos.

Peso de acoplamiento.

Peso de los bafles.

Carga de viento.

Carga sísmica.



187

6.2 Cálculo de Pesos

6.2.1 Cálculo del peso del tanque

De acuerdo al desarrollo del tanque de acero inoxidable tenemos:

Parte cilíndrica: 3789 x 2400 x 6 mm = 428,30 Kg

Parte cabezal toriesférico: φ 1383 mm x 6mm = 70,80 Kg

Parte fondo toriesférico: φ 1397 mm x 8mm = 96,30 Kg

Peso total del Tanque = 595,40 Kg

6.2.2 Cálculo del peso del enchaquetado

De acuerdo al desarrollo del enchaquetado de acero al carbono

tenemos:

Parte cilíndrica: 4141 x 2400 mm = 468,10 Kg

Parte fondo toriesférico: φ 1507 mm x 6mm = 84 Kg

Peso total del enchaquetado = 552,10 Kg

6.2.3 Cálculo del peso del eje

El eje de acero inoxidable de φ 40 mm x 2840 mm de longitud:

Peso del eje = 28,02 Kg



188

6.2.4 Cálculo del peso de los rodetes

El rodete consiste de un disco, una bocamasa y de seis paletas

Disco del rodete: φ 300 x 6 mm = 3,20 Kg

Paletas del rodete: 110 x 80 x 6mm = 2,50 Kg (Como son 6 paletas)

Bocamasa del rodete: φ 60 mm x 6mm = 0,62 Kg

Peso total de los rodetes (como son dos rodetes) = 12,64 Kg

6.2.5 Cálculo del peso del fluido

Como el fluido es el biodiesel, se reemplazará para este cálculo la

densidad del biodiesel por la densidad del agua, debido a que es menor

a esta última.

Como el volumen del tanque es de 3 m3, entonces:

Peso del fluido = 3 000 Kg

6.2.6 Cálculo del peso del motorreductor

De acuerdo al modelo escogido el peso del motorreductor es = 34 kg

6.2.7 Cálculo del peso de los rodamientos

De acuerdo al modelo escogido el peso de los rodamientos es de 0,53

kg cada uno, por lo tanto:

Peso total de los rodamientos = 1,06 Kg



189

6.2.8 Cálculo del peso del acoplamiento

De acuerdo al modelo escogido el peso del acoplamiento es = 2,40 kg

6.2.9 Cálculo del peso de los bafles

Las medidas del bafle es de. 2400 x 100 x 6 mm = 11,30 Kg, como son 4

unidades:

Peso de los bafles = 45,20Kg

6.2.10 Cálculo del peso de las bridas

Tenemos bridas de 20”, 1-1/2” y de 2”.

Brida de 20” slip-on (02 unidades) = 177 Kg

Brida de 2” slip-on (01 unidad) = 2,30 Kg

Brida de 1-1/2” slip-on (03 unidades) = 4,20 Kg

Peso total = 183,50 Kg

6.2.11 Cálculo del peso total del Tanque y accesorios

Peso total = 4453,32 kg

Para tener un factor de seguridad mejorada de los pesos del tanque y

accesorios le agregaremos un 10%, entonces tenemos que:

Peso Total (W) = 4 900 kg



190

6.3 Cálculo de los soportes

Para el cálculo de los soportes tomaremos como diseño la figura 6.1.

Figura 6.1. Soporte Tipo zapata de apoyo.

Para ello describimos los siguientes parámetros:

W = Peso del Total (Kg)

n = Número de zapatas

= Carga de cada zapata (Kg)

R = Radio del tanque (m)

H = Brazo de palanca de la carga (m)

2A, 2B = Dimensiones de la placa de desgaste

S = Esfuerzo (Kg/cm2)

t = Espesor del tanque (m)



191

C = Factor de Forma (Ver Tablas)

K = Factores (Ver Tablas)

S1 = Esfuerzo longitudinal (Kg/cm2)

S2 = Esfuerzo Circunferencial (Kg/cm2)

Luego:

Esfuerzos Longitudinales:

Nota: En la Tensión S1 sumar el valor de presión interna de PR/2t para que no

exceda el valor del esfuerzo de tensión del material.

Esfuerzos Circunferenciales:

Nota: En la Tensión S2 sumar el valor de presión interna de PR/t para que no

exceda el valor del esfuerzo de tensión del material multiplicado por 1,50.

Datos:

W = 4862 Kg

n = 4 (número de zapatas)



192

R = 606 mm

H = 50 mm

2A = 300 mm

2B = 300 mm

t = 6 mm

P = 4 Kg/cm2

Material: SA-36

Esfuerzo de Tracción = 11,67 Kg/mm2

Esfuerzo de Fluencia = 25,31 Kg/mm2

E = 0,85

Hallando “C”:

C1 = C2 = C3 = C4 = 1,0

Los Factores “K”:

K1 = 3 K2 = 0,015 K3 = 6,5 K4 = 0,01



193

Luego calculamos los Esfuerzos Longitudinales:

Reemplazando los datos:

Esfuerzo debido a la presión interna:

Luego se Suma los esfuerzos tensionales = 1,65 + 2,02 = 3,67 Kg/mm2

No debe exceder del valor del esfuerzo de tracción = 11,67 x 0,85 = 9,92

Kg/mm2

Luego calculamos los Esfuerzos Circunferenciales:

Reemplazando los datos:



194

Esfuerzo debido a la presión interna:

Luego se Suma los esfuerzos tensionales = 1,39 + 4,04 = 5,43 Kg/mm2

No debe exceder del valor del esfuerzo de tracción = 11,67 x 1,50 = 17,51

Kg/mm2

6.4 Selección de zapata para soporte

De acuerdo a la figura 6.2, seleccionaremos el diseño de la zapata.

Debido a que la carga es de 1 225 Kg, esto es equivalente a 2 695 Lb, por lo

que en la figura 6.2 se ha marcado la selección de la zapata.

6.5 Cálculo de Accesorios de Izaje

Se diseñará los cáncamos de izaje para el Tanque, el cual se seleccionará de la

Figura 6.3.

Debido a que la carga total de carga es de 4 900 Kg, esto también es

equivalente a 10 780 Lbs.



195

Figura 6.2. Diseño de soporte.



196

Figura 6.3. Diseño de Cáncamo



197

6.6 Diseño de apoyos tipo columna

Para el diseño de apoyos se debe determinar:

Perfil de las columnas.

Diámetro de anclaje.

Dimensiones de la palanca de base.

Para ello se tiene los siguientes parámetros:

L = Longitud de la parte recta del recipiente (m) = 2,457 m

LC = Longitud en la columna sin arriostre (m) = 1,50 m

Dext = Diámetro exterior del recipiente (m) = 1,324 m

Figura 6.4. Dimensionamiento del Tanque



198

6.7 Diseño del Perfil de las columnas

Para el diseño del perfil de las columnas se necesita los siguientes parámetros:

Figura 6.5. Perfil de la columna

PC = Carga Axial a la que se verá expuesta la columna (Kg)

LC = Longitud en la columna sin arriostre (m) = 1,50 m

W = Peso del Total (Kg)

n = Número de columnas

= A las Carga PW se le agrega la mayor de las cargas producidas por

el efecto de viento o sismo, la más desfavorable (Kg).

Para determinar PC, se hacen las consideraciones siguientes:

Se tomarán en cuenta las condiciones de carga normales, de operación o

prueba.



199

Se considerarán condiciones accidentales de viento o sismo, analizados

por separado y tomando el caso más desfavorable.

6.7.1 Cálculo de carga de viento

Para la determinación de la carga por viento, se considera que los

efectos del viento serán soportados por dos soportes, según se

muestra en la figura siguiente:

Figura 6.6. Reacciones para las cargas de viento.

LC

L/2

h

Fv

RVBX

RVBY

RVAX

RVAY

B A

b = Dext

LC

L

h = L/2 + Lc



200

Tenemos los siguientes parámetros:

RVAX, RVBX = Reacciones horizontales debidas al viento en las

columnas A y B (Kg)

RVAY, RVBY = Reacciones verticales debidas al viento en las columnas

A y B (Kg)

b = Distancia entre columnas, en este caso b = Dext (m).

PV = Presión del viento (Kg/m2)

FV = Presión del viento (Kg/m2)

A t = Área transversal del recipiente (m2)

Cp = Coeficiente de Presión (Ver Anexo 42)

Cr = Coeficiente de Ráfaga (Porque la estructura no es mayor a 60 m)

q = Presión dinámica (Kg/m2)

v = velocidad del viento (Km/h) (Ver Anexo 42)

Nota: En ningún caso se tomará presiones dinámicas menores de q =

15 Kg/m2.

Además se necesita las siguientes fórmulas:



201

Luego:

V = 45 Km/h

Cp = 1,90

Cr = 1

Calculando “q”:

Como es menor que el valor de 15 Kg/m2, entonces se tomará este

último valor.

Luego calculando el “At”:



202

Área Cabezal Toriesférico = Dext (h cabezal + t) = 1,324 x (0,253 + 0,006)

= 0,34 m2

Área Fondo Toriesférico = Dext (h fondo + t) = 1,324 x (0,260 + 0,008) =

0,35 m2

Entonces:

Finalmente:

Además tenemos que:

L = 2,457 m

LC = 1,50 m

b = Dext = 1,324 m

h = 2,7285 m



203

En el punto “B”

RVAY x 1,324 = 112,29 x 2,7285

RVAY = 231,41 Kg

En el punto “A”

RVBY x 1,324 = 112,29 x 2,7285

RVBY = 231,41 Kg

Suma de fuerzas horizontales = RVAX + RVBX = 112,29 Kg

RVAX = 56,15 Kg

RVBX = 56,15 Kg

6.7.2 Cálculo de Carga de Sismo

Se considera que los efectos del sismo serán soportados por dos

piernas, según se muestra en la figura siguiente:



204

Figura 6.7. Reacciones para Carga de Sismo.

Tenemos los siguientes parámetros:

V = FS = Carga originada por sismo (Kg)

hS = Altura a la línea de acción de H (m); donde hS = 2/3L + LC



205

RSAX, RSBX = Reacciones horizontales debidas al sismo en las

columnas A y B (Kg)

RSAY, RSBY = Reacciones verticales debidas al sismo en las columnas

A y B (Kg)

b = Distancia entre columnas, en este caso b = Dext (m).

Z = Factor de zonificación sísmica (Ver Anexo 44)

U = Factor de uso e importancia (Ver Anexo 45)

C1 = Coeficiente Sísmico (Ver Anexo 46)

P = Peso del recipiente en condiciones en operación (Kg)

Datos:

Z = 0,4

U = 1,5

C1 = 0,9

P = 4 890 Kg

Utilizamos la fórmula de la carga sísmica:

Finalmente:



206

Además tenemos que:

L = 2,457 m

LC = 1,50 m

b = Dext = 1,324 m

hS = 3,138 m

2/3L = 1,638 m

En el punto “B”

RSAY x 1,324 = 2 646 x 3,138

RSAY = 6 258,46 Kg

En el punto “A”

RSBY x 1,324 = 2640,60 x 3,138

RVBY = 6 258,46 Kg

Suma de fuerzas horizontales = RSAX + RSBX = 2 640,6 Kg

RVAX = 1 320,30 Kg

RVBX = 1 320,30 Kg



207

6.7.3 Anál isis de Cargas

Conocidas las condiciones de carga, tanto las normales de operación o

prueba, como las condiciones accidentales (Viento ó Sismo), se hace

una combinación de las mismas, tomando las más desfavorables, ya

sea de viento o de sismo y de operación o prueba.

Figura 6.8. Resumen de reacciones de acuerdo a las condiciones

de operación.



208

Tenemos:

PC = Carga Axial de las columnas (Kg)

n = Número de columnas

6.8 Selección del perfi l de las columnas

Para la selección del perfil analizaremos la columna “A”:

Figura 6.9. Analizamos la columna A.

Para PC = 1 225 + 6 258,46 = 7 483,46 Kg

Seleccionamos un perfil: W4” x 13#. (Anexo 47)



209

Material: SA-36

σy = 2 549 Kg/cm2

E = 2,10 x 106 Kg/cm2

L = longitud de la columna sin arriostrar = 1,50 m

d = 101,60 mm

b = 101,60 mm

tw = 7,11 mm

t f = 8,76 mm

r y = 25,40 mm

r x = 43,69 mm

Iy-y = 160,67 cm4

Ix-x = 14,36 cm4

Ap = 24,71 cm4



210

Figura 6.10. Perfil de columna.

Para hallar la longitud efectiva de la columna se debe ver las condiciones de

sujeción.

Tabla 6.1. Condic iones de Sujeción.

CONDICIONES DE SUJECI N N= coefic iente para

multiplicar por Pcrit del

caso fundamental

Le = Long.

efectiva

Ambos extremos empotrados 4 0,50 L

Un extremo empotrado y el otro

articulado

2 0,70 L

Ambos extremos articulados 1 L

Un extremo empotrado y el otro libre 0,25 2 L



211

Luego:

Le = 2L = 2 x 1,50 = 3 m = 3 000 mm

Reemplazando valores tenemos que:

CC = 127,52

Para Le/r < CC, el AISC especifica la fórmula parabólica:

Donde el Factor de seguridad, FS, está dado por:

Reemplazando datos tenemos:

FS = 2,11



212

Luego hallamos σC:

σC = 689,88 Kg/cm2

σC = Esfuerzo de compresión (Kg/cm2)

PC = Carga Axial (Kg)

Ap = Área de las sección transversal del perfil (cm4)

6.9 Cálculo de la placa de apoyo de columnas

Las planchas de apoyo para columnas tienen por objeto repartir la carga de la

columna en un área suficiente de apoyo sobre el concreto armado para prevenir

el aplastamiento del mismo; así mismo sirve para anclar la columna mediante

pernos.

Figura 6.11



213

El diseño de la placa envuelve varias consideraciones:

El área de la plancha de base depende de la resistencia del concreto

El espesor de la plancha es controlado por la resistencia en flexión de la

misma. Cuando las dimensiones de la plancha B y N son relativamente

grandes con relación a las dimensiones exteriores del perfil b y d, existe el

enfoque tradicional de diseñar la plancha con voladizos m y n

uniformemente cargados.

El AISC-LRFD establece para el concreto, en su sección D-J9 que:

C Pp ≥

Pu

Si el área del apoyo de concreto está cubierta completamente por la

plancha:

Pp = 0,85 f’ C A1

Si el área de la plancha A1 es menor que la superficie de concreto sobre la

que descansa, A2, que sea geométricamente similar y concéntricamente

cargada:

Pp = 0,85 f’ C A1



214

Donde:

φC = 0,60 para el concreto.

f’C = Resistencia del concreto = 210 Kg/cm2

Pp = Resistencia nominal del concreto contra el aplastamiento de la

plancha.

A1 = Área de la plancha

A2 = Área del pedestal o zapata

a) Determinación de la carga Pu:

Pu = PC = 7 483,46 kg

b) Determinación de la plancha de apoyo:

Hallamos A1:

Tomaremos como valores para B y N:

B = 200 mm

N = 200 mm

A2 = 400 cm2



215

c) Determinar si el área es adecuada:

Tenemos que:

C Pp ≥

Pu

Reemplazando los datos en la siguiente fórmula:

Pp = 0,85 f’ C A1

Pp = 0,85 x 210 x 61,87

Pp =28 080,72 kg

Luego:

Pu ≤ 0,60 x 28 080,72 = 16 817,23 Kg … OK

Por lo tanto:

b = 4” = 10,16 cm

d = 4” = 10,16 cm

0,95d = 9,65 cm

n = (B - 0,80b) /2 = (20 – 0,80 x 10,16)/2 = 5,94 cm

m = (N – 0,95d)/2 = (20 – 0,95 x 10,16)/2 = 5,17 cm



216

d) Cálculo del espesor de la plancha:

Para hallar el espesor de la plancha base se debe seleccionar el mayor

valor de m ó n, el cual controlará el espesor “ t” de la plancha.

Parámetros:

φb = 0,90

Fy = 2 530 Kg/cm2

Por lo tanto:

Finalmente utilizaremos plancha de 9 mm.

6.10 Cálculo de los Pernos de Anclaje

Para el tipo de Perno de anclaje se recomienda siempre que sea de Acero A36

ó A307 y cuyo detalle se da en la figura 6.12, se debe cumplir con los siguientesrequerimientos, para que sean confiables:



217

Figura 6.12. Distribución de perno de anclaje.

Concreto con resistencia f’C ≥ 210 Kg/cm2.

La distancia entre los mismos no deben ser menor a 15d, para evitar la

interferencia entre los conos de arrancamiento de los pernos de anclaje en

tracción.

La distancia al borde cercano de la cimentación (m), perpendicular a ladirección del corte, cuando se emplean llaves de corte, será mayor a 12d.

Para no recortar el cono de arrancamiento que se opone a la fuerza de

tracción del perno, la distancia al borde más cercano de la cimentación, no

será menor a 5d ni 10 cm.

Si se cumple con todo lo anterior, la longitud de anclaje del perno puede

ser: Ld = 12d

Tenemos:

Pu = 7 483,46 / 4 = 1 870,87 Kg

Usando 04 pernos de 3/8” – A307

Diámetro del perno = 0,9 cm

L m

b o r d e

Hu

Perno



218

Debe verificarse el estado límite por Fluencia:

φRn = 0,90 x 0,9 x 2530 = 2 049,30 kg

φRn = 2049,30 kg > 1 556,52 kg … OK

Debe verificarse el estado límite por fractura en la zona roscada:

φRn = 0,75 x 0,75 x 0,9 x 4080 = 2 065,50 kg

φRn = 2 065,50 … OK

Distancia entre pernos: 15 x 0,9 = 13,50 cm

Longitud del perno: 12 x 0,9 = 10,80 cm

Por lo tanto las distancias entre pernos será de 140 mm x 140 mm y la longitud

del perno será de 150 mm.

6.11 Carga crít ica

Sólo para soportar los cálculos realizados, realizamos el cálculo de la carga

crítica de la columna por medio de la ecuación de Euler, tenemos que:

Pcr = Carga Crítica (Kg)



219

CAPITULO VII

COSTOS

7.1 Costo de Fabricación del Recipiente a Presión

Los costos de fabricación se han realizado por la división de los costos del

tanque inoxidable, del enchaquetado de acero al carbono, eje inoxidable,

rodetes y accesorios para el tanque vertical a presión. Cada uno de los

elementos del tanque se han estimado en dólares americanos.



220



221



222



223

CONCLUSIONES

Al finalizar el desarrollo del estudio se ha arribado a las siguientes conclusiones:

1. En el cálculo estructural del tanque, los espesores de plancha en las zonas donde

la presión exterior es la atmosférica están determinados básicamente por la

influencia de la presión interna, las zonas expuestas a presiones exteriores el

espesor de plancha la determina la presión externa.

2. Este proyecto sirve como base para realizar otros estudios para diferentes temas

de tesis para tanques verticales a presión, es decir, como un manual para los

diferentes proyectos que se desean realizarse.

3. En la parte inferior del tanque, es decir, en el fondo toriesférico, es la zona donde

más presión ejercerá, por lo que los cálculos para hallar la presión de operación se

realizó con la presión hidrostática que ejerce el tanque adicionando un margen de

seguridad (30 PSI), para asegurar la presión de trabajo y no tenga problemas en la

operación del tanque.

4. En la parte del fondo toriesférico también es la zona crítica debido al cambio de

radio de curvatura y en la junta entre este fondo y la parte cilíndrica; es allí donde

se produce el máximo esfuerzo y con ello la posibilidad de colapso de material por

inestabilidad elástica, es por eso que se ha calculado una plancha de 8 mm de

espesor.

5. El diseño del sistema de agitación, se ha realizado a parámetros de producción del

Biodiesel, es decir, viscosidad y velocidad angular que se necesita para su mezcla;

además para el dimensionamiento del rodete, se ha determinado por el número de



224

potencia, el cual es un número adicional que está en función del número de

Reynolds y la forma del impulsor.

6. En el diseño del sistema térmico, se realizó el cálculo con el sistema de

enchaquetado, el cual está en función del área de transferencia transversal de la

parte cilíndrica y del fondo toriesférico. Por ello el sistema de calentamiento para el

diseño es favorable debido a que su calentamiento es de aproximadamente 20

minutos, lo que es favorable para realizar una producción más rápida debido a que

se necesita entre 45 minutos a 1 hora para calentar la mezcla, y esto es favorable

para la producción.



225

RECOMENDACIONES

Se tiene las siguientes recomendaciones:

1. Debido a que la producción del Biodiesel es un proceso delicado y cuidadoso, esto

es por los elementos químicos que se usan y las reacciones que producen, se

tiene que realizar la selección apropiada de materiales, tanto planchas de acero

inoxidable como la soldadura para dicho proceso, teniendo buenos cordones de

soldadura para su ensamblaje.

2. Se recomienda utilizar planchas de 1500 mm x 3000 mm, para el bombeado del

cabezal y del fondo toriesférico, esto evita un número alto de cordón de soldadura.

3. Los materiales que se usarán para la fabricación de este tanque, tendrá que tener

certificados de calidad, para una mayor garantía del trabajo que se realizará.

4. Para el proceso de fabricación del tanque se utilizará el proceso de soldadura

GTAW, con electrodo ER308 de 3 mm.

5. Después de realizar el proceso de soldeo es necesario realizar una inspección

radiográfica al 100% a los cordones de soldadura.

6. Después del conformado, rolado y soldeo se recomienda realizar un tratamiento

térmico de recocido, para minimizar los esfuerzos residuales.

7. El tanque se recomienda anclar en una base de concreto de sección cuadrada,

con una cimentación de concreto de f’ c = 210 Kg/cm2.

8. Se realizará prueba hidrostática entre un valor de 1,33 a 1,5 veces su presión de

operación que esto equivale a una presión entre 5,20 a 6 Kg/cm2 (74,10 PSI a

85,50 PSI).



226

BIBIOGRAFIA

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International Code VIII Division 1 – Edición 2002.

2. American Society of Mechanical Engineering, ASME B16.5-1996Pipe Flanges and

Flaged Fittings - Edición 1998.

3. American Society of Mechanical Engineering, ASME B31.3-2004 Process Piping -

Edición 2002.

4. Operaciones Unitarias en Ingeniería Química. Cuarta Edición. Mc Cabe – Edición

1991.

5. Proceso de Transporte y Operaciones Unitarias. Tercera Edición. C. J. Geankoplis

– Edición 1998.

6. Diseño de Elementos de Máquinas I. Segunda Edición. Fortunato Alva Dávila.

Primera Edición 2002.

7. Diseño de Elementos de Máquinas II. Segunda Edición. Fortunato Alva Dávila.

Edición 2002.

8. Diseño de Elementos de Máquinas. Cuarta Edición. V. M. Faires.

9. ASME Boiler and Pressure Vessel Code an International Code II Part D. Edición

2003.

10. Diseño en ingeniería Mecánica. Tercera Edición. Joseph Edward Shigley.

11. Manual de Recipientes a Presión Diseño y Cálculo. Eugene F. Megyesy. Primera

Edición 1989.

12. Diseño y Cálculo de Recipiente a Presión. Ing. Juan Manuel León Estrada. Edición

2001.



227

13. Procesos de Transferencia de Calor. Trigésima Primera Reimpresión. Donald Q.

Kern – Edición 1999.

14. Fundamentos de Transferencia de Calor. Frank P. Incropera y David P. De Witt.

Cuarta Edición.

15. Opciones para la Producción y uso del Biodiesel en el Perú. Paula Castro, Javier

Coello, Liliana Castillo. Primera Edición 2007.

16. Biodiesel Production Technology. J. Van Gerpen, B. Shanks and R. Pruszko.

Edición 2004.

17. Biocarburantes líquidos: Biodiesel y bioetanol. Juan Manuel García Camús y José

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