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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 m3 DE CAPACIDAD”
TESIS PARA OPTAR EL TÍTULO PROFESIONAL DE INGENIERO MECÁNICO
JIM ANTHONY MANRIQUE REBAZA
PROMOCIÓN 2006-I
LIMA – PERÚ
2011
A mis padres, familiares, amigos y
terceras personas que con su
ayuda invaluable pude realizar mi
sueño, ser Ingeniero; y sobre todo
a mi madre, Sylvia Rebaza, que
con su apoyo y comprensión
ayudaron a finalizar este proyecto.
Gracias.
I
Í N D I C E
PRÓLOGO………………………………………………………………………. 1
CAPÍTULO I
INTRODUCCIÓN………………………………………………………………. 3
1.1. Antecedentes……………………………………………………………...... 3
1.2. Objetivo………………………………………………………..………….... 4
1.3. Alcance…..…………………………………………………………………. 5
1.4. Justificación…………………………………………………………………..5
CAPÍTULO II
EL BIODIESEL COMO ALTERNATIVA ENERGÉTICA.……….…….… 7
2.1. El Biodiesel…….…..……….……………………………….……….…….. 7
2.1.1. Naturaleza del biodiesel…..………………………………………... 9
2.1.2. Característica del biodiesel………………………....…………….... 10
2.1.3. Producción de biodiesel a partir de insumos de aceite usado …..… 10
2.2. El Sistema Energético y alternativa energética............................................ 12
2.3. Ventajas del Biodiesel.................................................................................. 14
2.4. Desventajas del Biodiesel............................................................................. 15
2.5. Proceso químico para la producción del Biodiesel...................................... 16
2.5.1. Proceso Discontinuo……...………………………………………... 20
2.5.2. Proceso Continuo……………...…………………....…………….... 21
II
2.5.3. Transesterificación..………………………………………………… 24
2.6. Biodiesel en el Perú..................................................................................... 28
2.7. Biodiesel en el Mundo................................................................................. 31
CAPITULO III
DISEÑO MECÁNICO DEL RECIPIENTE…………………………………... 33
3.1. Definiciones………………………………………………………………… 33
3.2. Consideraciones del diseño…………………………………………….…... 35
3.2.1 Parámetros de Diseño……...………………………………………... 35
3.2.2 Selección del Material…………….………………………………… 37
3.2.3 Margen por corrosión…….....….…………………………………… 38
3.2.4 Eficiencia de la Soldadura.....………..……………………………… 39
3.2.5 Condición de operación del Recipiente……………………………... 41
3.3. Cálculo del tamaño del Tanque……………………………………………. 44
3.4. Cálculo del volumen de los cabezales Toriesféricos………………………. 48
3.5. Cálculo de la Altura Total Interior del Tanque…………………………….. 48
3.5.1 Cálculo de la Altura del Cuerpo Cilíndrico del Tanque……..……… 48
3.5.2 Cálculo de la Altura del Cabezal Toriesférico del Recipiente……… 50
3.5.3 Cálculo de la Altura Total…..….…………………………………… 51
3.6. Cálculo del espesor del cuerpo cilíndrico interior………………………… 52
3.6.1. Cálculo del espesor del cilindro interior por Presión Interna…….. 52
3.6.2. Cálculo del espesor del cilindro interior por Presión Externa…….. 53
3.7. Cálculo del espesor de los cabezales Toriesféricos del Recipiente………… 56
3.7.1. Cálculo por Presión Interna del Cabezal Toriesférico……………... 56
III
3.7.2. Cálculo por Presión Interna del Fondo Toriesférico…………..…... 58
3.7.3. Cálculo por Presión Externa del Cabezal Toriesférico………..…... 59
3.7.4. Cálculo por Presión Externa del Fondo Toriesférico………..…... 63
3.8. Cálculo del espesor del cilindro y cabezales Toriesféricos del
enchaquetado…………………………………………………………..…… 66
3.8.1. Cálculo del espesor del cilindro del enchaquetado por Presión
Interna……………………………………………………………... 67
3.8.2. Cálculo del espesor del cilindro del enchaquetado por Presión
Externa……………………………………………….………..…... 68
3.8.3. Cálculo por Presión Interna del Fondo Toriesférico del
enchaquetado……………………………………………….……… 70
3.8.4. Cálculo por Presión Externa del Fondo Toriesférico del
enchaquetado……………………………………………….……… 71
3.9. Diseño y dimensionamiento de aberturas….……………………………… 75
3.9.1. Abertura para el sistema de agitación……………………………... 75
3.9.2. Cálculo de la Resistencia de sujeción de la abertura para sistema de
agitación……..…............................................................................ 89
3.9.3. Abertura para Manhole………………………………….……..…... 95
3.10. Diseño de tuberías de carga, descarga y de venteo………………………… 101
3.10.1. Tubería de Carga…………………………….……………………... 101
3.10.2. Tubería de Descarga........................................................................ 110
3.10.3. Tubería de Venteo……………………………………….……..…... 118
3.11. Cálculo y selección de bridas…………….………………………………… 119
IV
3.12. Cálculo y selección de empaquetadura…………………..………………… 121
CAPITULO IV
DISEÑO DEL SISTEMA DE AGITACIÓN………………………………….. 127
4.1. Consideraciones del Diseño…………………………….………………..... 127
4.2. Sistema de Agitación……………………………………………………….. 127
4.3. Diseño del Rodete………..………………………………………………… 129
4.3.1. Cálculo de las dimensiones del Rodete……..……………………... 132
4.3.2. Cálculo de las placas deflectoras………..…………………………. 135
4.4. Cálculo de la Potencia consumida en el tanque………..………………..… 136
4.4.1. Selección del Flujo a trabajar…………….….…………………….. 137
4.4.2. Selección de la Velocidad Anguar…………………………………. 137
4.4.3. Cálculo de la Densidad Promedio y Viscosidad Promedio……...…. 137
4.4.4. Cálculo del Número de Reynolds………………………………..…. 139
4.4.5. Cálculo de la Potencia…………………….……………………..…. 140
4.4.6. Selección del Motorreductor……………...……………………..…. 144
4.4.7. Cálculo del Momento Torsor……………...……………………….. 146
4.5. Cálculo del Eje del impulsor…………………………………………..…… 147
4.6. Verificación del eje por deformación angular por torsión…………………. 150
4.7. Cálculo de la Chaveta……………………….……………………………... 152
4.8. Cálculo y selección de acoplamiento……………..……………………….. 154
4.9. Cálculo Estructural del Rodete……………………………………………... 156
4.9.1. Determinación de las fuerzas sobre el impulsor .…………………... 156
4.9.2. Determinación del espesor de los álabes …..………………………. 158
V
4.9.3. Determinación del espesor del disco………………………..…...…. 160
4.10. Cálculo y selección de los Rodamientos………………………………….. 162
4.10.1. Cálculo de las Cargas sobre el rodamiento………..………………... 164
4.10.1.1. Cálculo de Carga Axial………………………………….. 165
4.10.1.2. Cálculo de Carga Radial…………..……………………... 165
4.10.1.3. Cálculo de las reacciones de los rodamientos………….... 168
4.10.2. Selección de los rodamientos……..………………………………... 169
CAPÍTULO V
DISEÑO DEL SISTEMA TERMICO…………………................................... 173
5.1. Consideraciones del Diseño….…………………………………………… 173
5.2. Proceso de Calentamiento…….…………………………………………… 175
5.3. Balance Térmico…………………………………………………………… 176
5.4. Cálculo del Coeficiente Global de Transferencia………………………… 176
5.5. Cálculo del Coeficiente Convectivo Interno…….………………………… 178
5.6. Cálculo de la Resistencia Térmica de Conductividad……………………… 180
5.7. Cálculo del Coeficiente Convectivo Externo ……………………………… 180
5.8. Cálculo del Coeficiente Convectivo pelicular por incrustaciones………… 181
5.9. Determinación del tiempo de calentamiento……………………….……… 182
5.10. Determinación del Flujo Másico de Vapor………………………...……… 184
CAPITULO VI
DISEÑO DE SOPORTE Y ACCESORIOS DE IZAJE.................................. 186
6.1. Consideraciones del Diseño………………………………………………... 186
6.2. Cálculo de Pesos……………………………………………………………. 187
VI
6.2.1. Cálculo del peso del tanque………………………………..………. 187
6.2.2. Cálculo del peso del enchaquetado………………………..………. 187
6.2.3. Cálculo del peso del eje……..……………………………..………. 187
6.2.4. Cálculo del peso de los rodetes……………………………..……….188
6.2.5. Cálculo del peso del fluido…..……………………………..………. 188
6.2.6. Cálculo del peso del motorreductor………………………..………. 188
6.2.7. Cálculo del peso de los rodamientos……………………..………. 188
6.2.8. Cálculo del peso del acoplamiento………………………..………. 189
6.2.9. Cálculo del peso de los bafles…….………………………..………. 189
6.2.10. Cálculo del peso de las bridas…….………………………..………. 189
6.2.11. Cálculo del peso total del Tanque y accesorios…………..………. 189
6.3. Cálculo de los soportes……………………………………………………. 190
6.4. Selección de zapata para soporte …………………………………………. 194
6.5. Cálculo de Accesorios de Izaje……………………………………………. 194
6.6. Diseño de apoyos tipo columna……………………………………………. 197
6.7. Diseño del Perfil de las columnas…………………………………………. 198
6.7.1. Cálculo de carga de viento……………………...…………………... 199
6.7.2. Cálculo de Carga de Sismo……………. …..………………………. 203
6.7.3. Análisis de Cargas…………………………………………..…...…. 207
6.8. Selección del perfil de las columnas………………………………………. 208
6.9. Cálculo de la placa de apoyo en la columna………………………………. 212
6.10. Cálculo de Perno de Anclaje………………………………………………. 216
6.11. Carga Crítica………………………………………………………………. 218
VII
CAPITULO VII
COSTOS............................................................................................................. 219
7.1. Costo de Fabricación del Recipiente a presión…………………………... 219
CONCLUSIONES……………………………………………………………… 223
RECOMENDACIONES……………………………………………………….. 225
BIBLIOGRAFÍA………………………………………………………………... 226
ANEXOS……….………………………………………………………………... 228
- 1 -
PRÓLOGO
El desarrollo de la presente Tesis, tiene la finalidad de desarrollar un equipo para el
procesamiento de Biodiesel, debido a que se desea obtener combustibles amigables
con el medio ambiente, siendo este una alternativa energética, y se pueda desarrollar
una planta piloto de Biodiesel, donde los equipos principales para la obtención de
Biodiesel son: Reactor químico, separador centrífugo y un tanque de lavado, por lo
que el Proyecto se llama "Diseño de un recipiente a Presión con un sistema de
agitación para el procesamiento de Biodiesel de 3 m3 de capacidad”.
Para su desarrollo se ha dividido en siete capítulos:
En el primer capítulo, que es la introducción, se describe el antecedente, objetivos,
sus alcances, y justificación del proyecto.
En el segundo capítulo, se describe el biodiesel como alternativa energética, donde se
detalla el concepto y proceso del biodiesel, la transesterificación que es la parte
principal de cómo se produce y obtiene el biodiesel, así como sus ventajas y
desventajas, y como se desarrolla en el Perú y en el Mundo.
- 2 -
En el tercer capítulo, se describen el diseño mecánico del recipiente a presión, donde
se realizan los cálculos de los espesores del tanque y su enchaquetado, utilizando la
norma ASME Sección VIII División 1.
En el cuarto capítulo, se describe el diseño del sistema de agitación, el cual es
importante para la mezcla del aceite usado o reciclado con el catalizador y el alcohol,
para forma con la mezcla el biodiesel.
En el quinto capítulo, se describe el diseño del sistema térmico, el cual sirve para
mantener constante la temperatura de calentamiento que sirve para el procesamiento
de biodiesel.
En el sexto capítulo, se desarrolla el diseño de soporte y accesorios de izaje para el
recipiente a presión, donde se calcula las zapatas, columnas y cáncamos para el
montaje del tanque.
En el séptimo capítulo, se desarrolla los costos de fabricación del recipiente.
Asimismo, se presentan las respectivas Conclusiones, Recomendaciones y la
Bibliografía utilizada para la elaboración de la presente Tesis.
3
CAPITULO I
INTRODUCCION
1.1 Antecedentes
El biodiesel es un combustible alternativo a los combustibles fósiles, fabricado a
partir de material vegetal. Se ha observado un fuerte crecimiento del uso de
combustibles renovables a nivel mundial, debido a la preocupación cada vez
mayor de los países en disminuir su dependencia del petróleo como
combustible y sus emisiones de compuestos dañinos a la atmósfera.
En efecto, el petróleo constituye hoy la primera fuente de energía en el mundo
pero las incertidumbres que pesan sobre la continuidad de su abastecimiento
en el tiempo motivan a los países a encontrar otras fuentes de energía.
Con esto y por las diferentes secuelas que va dejando los primeros indicios del
calentamiento global, debido a que en las últimas décadas empiezan estudios
más profundos y continuos de la búsqueda de un combustible alterno y
amigable al ambiente, es por esto que se toma en cuenta a los aceites
vegetales, que en este caso se usará aceite reciclado, los mismos que ya
habían sido citados en estudios desde la invención del motor diesel gracias a
4
los trabajos de Rudolf diesel, en los que ya se destinaba a la combustión en
motores de ciclo diesel convencionales o adaptados.
El uso de combustibles amigables con la naturaleza resulta ser la mejor vía de
continuar con un mejoramiento de la calidad de vida sin perjudicar más a la
naturaleza y sus recursos. Por este motivo se trata de realizar diseños de
plantas de biodiesel para realizar la fabricación de este producto, con lo cual
cuenta con tres equipos claves para su fabricación, los cuales son: Reactor
Químico, Separador Centrífugo y el Tanque de Lavado. En esta tesis se
realizará el diseño del Reactor Químico.
1.2 Objetivo
Diseñar un tanque vertical a presión, para la obtención de Biodiesel, llamado
también reactor químico, donde se realiza el proceso de transesterificación del
biodiesel a partir de Aceite Comestible Reciclado.
Se debe tener en cuenta, para la realización de esta tesis, partimos de la
mezcla de los aceites residuales con la mezcla de metanol y catalizador
(hidróxido de sodio), que se realizará dentro de este reactor químico con el
sistema de agitación que se proveerá al tanque y se desarrollará el cálculo del
enchaquetado para que se mantenga con la temperatura adecuada para la
mezcla de estos materiales.
Con esto se efectuará los cálculos de ingeniería para el diseño del reactor y
realizar su respectivo dimensionamiento.
5
1.3 Alcance
El alcance de esta tesis es solamente el diseño del recipiente a presión vertical
para el procesamiento de Biodiesel con una capacidad de 3 m3, en el cual se
realizará la mezcla y reacción.
Este tanque cuenta con un Sistema de Agitación, el cual consta de un eje,
rodete en la parte inferior y un motorreductor, cumpliendo con las
especificaciones y normas de calidad, también se contemplará el desarrollo del
sistema térmico, el cual consta de un enchaquetado para mantener a la
temperatura de 65º a 85º C, lo que se necesita para que se produzca la
transesterificación.
Además esta tesis se plantea como un manual para el diseño de tanques
verticales.
1.4 Justificación
La comunidad mundial está en búsqueda de un sin número de alternativas
válidas para obtener una solución factible a la gran problemática ambiental que
enfrenta el planeta, en varias oportunidades se han hablado de programas y
compromisos dentro de convenciones como la de Kyoto, en la que los cómo
acuerdo se llego al compromiso de la búsqueda de energías alternativas;
siendo como eje fundamental la desutilización de combustibles fósiles.
Es por esto que es indudable que hay que buscar combustibles renovables
alternativos a los que se obtienen del petróleo, no sólo por la disponibilidad
6
limitada de este recurso sino también por los problemas de contaminación
ambiental creciente y los biocombustibles son una opción válida. Esto no quiere
decir que sean la única opción ni la definitiva; hay otras fuentes de energía
renovables con mucho potencial: energía solar, eólica, mareomotriz,
geotérmica, etc., pero actualmente los motores diesel se pueden utilizar con
mezclas de pequeños porcentajes de biodiesel en gasoil, sin realizar cambios
en los mismos; o sea, es una opción que está disponible ahora, mientras se
sigue desarrollando la tecnología necesaria para poder sumar otras fuentes
renovables de energía a un costo competitivo.
7
CAPITULO II
EL BIODIESEL COMO ALTERNATIVA ENERGÉTICA
2.1 El Biodiesel
El biodiesel es un combustible renovable derivado de aceites o grasa de origen
vegetal o animal. El prefijo bio hace referencia a su naturaleza renovable y
biológica en contraste con el combustible diesel tradicional derivado del
petróleo; mientras que diesel se refiere a su uso en motores de este tipo. Como
combustible, el biodiesel puede ser usado en forma pura o mezclado con diesel
del petróleo.
Su combustión emite a la atmósfera una cantidad de CO2 que será absorbida
por otro vegetal en el proceso de fotosíntesis (Figura 2.1). Así, el uso de un
motor de encendido por compresión con biodiesel no modifica el ciclo de
carbono y sólo incorpora adicionalmente el CO2 de la energía necesaria a la
fabricación del combustible.
Se ha observado un fuerte crecimiento del uso de combustibles renovables a
nivel mundial, debido a la preocupación cada vez mayor de los países en
8
disminuir su dependencia del petróleo como combustible y sus emisiones de
compuestos dañinos a la atmósfera.
Figura 2.1. Ciclo básico del carbono para el biodiesel.
En efecto el petróleo constituye hoy la primera energía en el mundo pero las
incertidumbres que pesan sobre la continuidad de su abastecimiento en el
tiempo motivan a los gobiernos para encontrar otras fuentes de energía.
El National Biodiesel Board (La Asociación de Productores Norteamericanos de
Biodiesel) lo define como un combustible compuesto de ésteres mono-alquílicos
de ácidos grasos de cadena larga derivados de aceites o grasas, vegetales o
animales.
9
Este biocombustible se obtiene mediante un proceso químico llamado
transesterificación, en el cual los aceites orgánicos son combinados con un
alcohol y alterados químicamente para formar un éster etílico o metílico, el cual
recibe finalmente el nombre de biodiesel. Estas moléculas resultantes están
compuestas por un ácido graso de cadena larga y un alcohol.
2.1.1 Naturaleza del biodiesel
El biodiesel está constituido de ésteres mono-alquílicos de ácidos grasos
de cadena larga, obtenidos mediante la reacción entre un vegetal u otro
cuerpo graso y un alcohol en presencia de un catalizador (Figura 2.2).
Figura 2.2. Fabricación del biodiesel.
Esta reacción produce los ácidos grasos del biodiesel y un subproducto
que se debe eliminar, la glicerina. De cada molécula de metanol (o
etanol) se reemplaza un elemento hidrógeno por un grupo con radical,
marcado Rx, constituye la molécula metil éster.
10
El biodiesel se puede hacer a partir de una gran variedad de materia
base, entre otros aceites extraídos de soya, maíz, colza o palma por
ejemplo, aceite usado en cocina o grasa animal. Para lograr una total
eficiencia del proceso químico, el aceite debe estar libre de acodos
grasos libres, agua, fósforo y sulfuro.
2.1.2 Características del biodiesel
Existe diversidad de la materia base que se utiliza en el proceso de
fabricación, resultando variables las características del biodiesel final.
Sin embargo, se pueden destacar propiedades generales que tienen
todos los tipos de biodiesel. Vemos que el biodiesel tiene una energía
específica menor en 5% respecto al petróleo diesel. Pero su viscosidad
mayor permite mejorara la lubricación dentro de la cámara de
combustión, disminuyendo así los esfuerzos de roce que bajan el
rendimiento global del motor. Por lo tanto, la lubricación mejorada
permite compensar en parte el calor de combustión más bajo y junto con
otros factores (mejor combustión), el rendimiento energético del motor
sigue siendo igual con el uso de biodiesel.
2.1.3 Producción de biodiesel a partir de insumos de aceite usado
El escenario inicial previsto en el proyecto para la producción de
biodiesel a partir de insumos de descarte (aceites usados).
Se entiende por aceite usado el aceite vegetal que se utiliza en un
proceso agroindustrial para cocer alimentos.
11
Un siguiente paso, con el fin de estimar el potencial de réplica de estos
sistemas pequeños de producción de biodiesel a partir de aceites
usados, ha sido el inicio de un estudio para determinar la oferta, evaluar,
caracterizar y clasificar los aceites y grasas comestibles residuales en la
ciudad de Lima.
El estudio consta de una primera etapa a nivel de laboratorio, que
incluye:
Recolección de aceites y grasas residuales de cadenas de comida
rápida, fábricas de bocaditos fritos, cadenas de supermercados,
restaurantes en general y pollerías.
Análisis de los aceites y grasas: índice de acidez, índice de yodo,
porcentaje de humedad, índice de saponificación, índice de
refracción e índice de peróxido.
Evaluación de métodos de pre-tratamiento de los aceites: filtrado,
desecación en estufa de vacío, neutralización de ácidos grasos
libres, esterificación por vía ácida.
Pruebas de obtención de biodiesel a nivel de laboratorio.
Pruebas de purificación del biodiesel mediante lavado con agua,
purificación con glicerina, desecación en estufa, secado con sales
deshidratantes, filtrado.
Análisis del biodiesel para comprobar su calidad: índice de acidez y
yodo, humedad, pH, viscosidad, glicerol total, libre y combinado,
cenizas.
12
Tabla 2.1: Características de aceites recolectados en distintos
establecimientos de Lima.
2.2 El Sistema Energético y alternativa energética
La energía es, básicamente, la capacidad para realizar trabajo. En un sentido
amplio esto significa la capacidad de obrar, transformar y poner en movimiento.
Existe energía debido a la posición, el movimiento, la composición química, la
masa, la temperatura y otras propiedades de la materia. Está en todas partes, y
no se puede destruir, sólo transformar.
El biodiesel es un combustible alternativo a los combustibles fósiles, fabricado a
partir de material vegetal. Se ha observado un fuerte crecimiento del uso de
combustibles renovables a nivel mundial, debido a la preocupación cada vez
mayor de los países en disminuir su dependencia del petróleo como
combustible y sus emisiones de compuestos dañinos a la atmósfera.
Es necesario conciliar las metas de protección ambiental y de seguridad
energética teniendo en cuenta un suficiente, adecuado y equitativo
13
abastecimiento de energía para toda la humanidad. Hoy, de manera urgente, se
necesita frenar el crecimiento de la demanda de combustible fósiles,
incrementar la diversidad del abastecimiento energético – en cuanto a fuentes y
proveedores – y reducir las emisiones de gases de efecto invernadero.
Es necesario conciliar las metas de protección ambiental y de seguridad
energética teniendo en cuenta un suficiente, adecuado y equitativo
abastecimiento de energía para toda la humanidad. Hoy, de manera urgente, se
necesita frenar el crecimiento de la demanda de combustibles fósiles,
incrementar la diversidad del abastecimiento energético – en cuanto a fuentes y
proveedores – y reducir las emisiones de gases de efecto invernadero.
Para poder asegurar la disponibilidad de fuentes energéticas durante las
próximas décadas se tendría que empezar a implementar una serie de políticas
coherentes, en todos los niveles, orientadas a facilitar la transición de la
presente estructura energética a un sistema más diversificado de ofertas y
demandas de energía. Necesitamos encontrar nuevas alternativas energéticas
y realizar esfuerzos para aprovechar todos los recursos energéticos locales,
tanto convencionales como no convencionales. La toma de decisiones en el
sector energético tiene graves implicancias y no debe ser abandonada
exclusivamente en manos de los gobiernos, pues es un problema que nos
compete a todos. Se requieren entonces acciones coordinadas y decididas por
parte de los gobiernos y participación por parte de la población organizada,
sociedad civil y opinión pública.
14
No hay una solución única al problema energético. Sólo con una combinación
de estrategias (ahorro, eficiencia, cambio de matriz energética, diversificación
de fuentes y uso de energías renovables; entre otras) podría haber una salida.
2.3 Ventajas del Biodiesel
Numerosos estudios destacan los beneficios en ves de diesel, o por lo menos
una mezcla de los dos. A continuación se dan las principales ventajas del
biodiesel.
Su fabricación necesita poca energía, esencialmente utilizada en los procesos
de extracción, laboreo de las zonas agrícolas y creación del vapor.
Permite aumentar el número de cetano, o sea la capacidad del combustible en
autoencenderse, produciendo una mejor combustión.
Es un combustible biodegradable que se disuelve fácilmente en la naturaleza
sin crear contaminación del ambiente, en caso de derrame accidental.
Este combustible permite una reducción notable de las emisiones nocivas a la
atmósfera. Tiene un balance neutro en CO2 porque se consume por fotosíntesis
el dióxido de carbono emitido en vegetales que se pueden usar para fabricar de
nuevo biodiesel.
La viscosidad cinemática es mayor, mejorando la capacidad del biodiesel a
lubricar el motor. Esto permite reducir los aditivos utilizados en el petróleo
diesel.
El contenido de azufre es muy bajo, inferior a 15 ppm, permitiendo disminuir las
emisiones de SO2 y material particulado. Este elemento naturalmente presente
en el petróleo diesel aumenta la lubricidad pero el uso de biodiesel en mezcla
15
con diesel de bajo contenido de azufre permite compensar esta propiedad por
su mayor viscosidad.
Este nuevo combustible es fácil de implementar porque se puede usar en
mezcla, designando el porcentaje de biodiesel en el diesel. Hasta 20%, no se
necesitan cambios en el motor y para porcentajes de reemplazo mayores, los
cambios son mínimos.
Las características del motor son similares, o sea que el rendimiento, el torque y
el consumo no cambian significativamente. Los cambios para el conductor son
imperceptibles.
Su mayor punto de ignición disminuye el peligro de explosión durante el
almacenamiento. El Biodiesel es un combustible de clase IIIB y como tal no
tiene mayores requerimientos de protección contra incendios que con los del
petróleo diesel que es clase II.
No son necesarias modificaciones de la infraestructura de distribución
(estaciones de servicio, transporte, etc.)
2.4 Desventajas del Biodiesel
El biodiesel, a pesar de las mejoras que conlleva su uso en motores de
combustión interna, presenta algunas desventajas que no se pueden
despreciar:
Las emisiones de óxidos de nitrógeno NOx aumentan, hasta un 10% cuando se
usa biodiesel puro. Este compuesto participa en la creación del smog
fotoquímico, pero se puede eliminar de manera eficiente con el uso de un
catalizador.
16
Producir biodiesel supone extraer las zonas y las cantidades de vegetales
cultivadas, lo que genera una utilización creciente de fertilizantes y pesticidas.
Así, ganamos en cuanto a los residuos a la atmósfera pero por otro lado, se
echa a la tierra compuestos químicos que contaminan los suelos.
El biodiesel puro genera corrosión y es incompatible con algunos plásticos, por
lo que se deben cambiar ciertas partes del motor para usarlo como B100.
La glicerina presente en el compuesto final se debe purificar, con costo
adicional, mediante un arrastre con vapor.
Este combustible tiene problema de fluidez a bajas temperaturas. Tal
característica impide su uso en ciertas regiones de clima difícil o la obligación
de agregarle aditivos especiales.
Su vida útil es inferior a 6 meses por su escasa estabilidad oxidante, o sea que
pierde su capacidad a oxidarse en el proceso de combustión en la cámara del
motor. No se puede almacenar durante un tiempo largo y se debe vender
rápidamente después de su fabricación.
2.5 Proceso químico para la producción del Biodiesel
En este punto se describirán los diferentes procesos para la producción de
biodiesel entre los que se incluyen el proceso general de transesterificación y el
proceso general de esterificación, aunque habitualmente en este último el
proceso se utiliza en combinación con el de transesterificación a partir de los
ácidos grasos, subproductos de este proceso, para la producción de biodiesel.
Además también se comentarán estos procesos en discontinuo y en continuo,
17
para finalizar con el proceso en condiciones supercríticas donde no es
necesario añadir catalizadores.
El proceso de producción de biodiesel se basa en la reacción de
transesterificación del aceite. Los aceites están compuestos principalmente por
moléculas de triglicéridos formadas de tres cadenas de ácidos grasos unidas a
una molécula de glicerol. La transesterificación consiste en reemplazar el
glicerol por un alcohol simple, como el metanol o el etanol, de forma que se
produzcan ésteres metílicos o etílicos de ácidos grasos. Este proceso permite
disminuir la viscosidad del aceite, la cual es principalmente ocasionada por la
presencia de glicerina en la molécula. La alta viscosidad del aceite impide su
uso directo en motores diesel no modificados, desventaja que se supera
mediante este proceso.
Para lograr la reacción se requieren temperaturas entre 40 y 60°C, así como la
presencia de un catalizador, que puede ser hidróxido de sodio o potasio (NaOH
o KOH).
Luego de precalentar el aceite a la temperatura deseada, se incorpora el
alcohol con el catalizador disuelto y se mantiene reaccionando durante 1 a 2
horas con agitación constante. Después de la reacción se separan dos fases en
la mezcla: una superior líquida y cristalina, el biodiesel; y otra inferior, de color
por lo general más oscuro y alta viscosidad, la glicerina. Si el aceite utilizado
contiene agua o ácidos grasos libres, en la reacción se forma además jabón.
Luego de la separación por gravedad del biodiesel y la glicerina, se realiza un
postratamiento de purificación al biodiesel. Este consiste básicamente en un
lavado con agua, el cual permite separar cualquier resto de glicerina, metanol,
18
catalizador y jabón que hayan podido quedar en el biodiesel, ya que todas estas
moléculas son más solubles en agua que en el éster.
Tabla 2.2. Características del biodiesel obtenido según estándares
internacionales.
Para la producción de biodiesel en este proyecto de tesis se usará aceites
reciclados. Estos materiales contienen triglicéridos, ácidos grasos libres y otros
contaminantes según el tipo de pre tratamiento que recibieron antes de entrar al
proceso de transformación en biodiesel. Como el biodiesel es un mono-alquilo
éster de ácido graso, el alcohol primario utilizado para formar éster es el otro
mayor insumo necesario para generar la reacción química. Se supone que la
planta a diseñar funcionará con semillas de raps y de maravilla, para cumplir
con los requisitos de la norma chilena de biocombustibles.
19
Existen tres formas básicas de producir biodiesel:
Transesterificación con catalizador básico de un aceite con metanol.
Esterificación con catalizador ácido de un aceite con metanol.
Conversión del aceite en ácidos grasos, y luego en metil ésteres por
catálisis ácida.
Aunque la transesterificación es la reacción más utilizada al nivel mundial, los
otros procesos se proponen para tratar aceites que contienen mayor porcentaje
de ácidos grasos.
La mayoría de los procesos para fabricar biodiesel utiliza un catalizador para
iniciar la reacción. Su uso es necesario porque el alcohol es escasamente
soluble en la fase aceitosa. El catalizador crea un aumento de la solubilidad
para permitir que la reacción se desarrolle a velocidad razonable. Los
catalizadores más utilizados son bases minerales fuertes tal como hidróxido de
sodio o de potasio. Después de la reacción, estos catalizadores básicos deben
neutralizarse con ácidos minerales fuertes.
El proceso de producción del biodiesel: la transesterificación, incluyendo los
pasos necesarios de pre tratamiento del aceite para asegurar su calidad
adecuada, así como los de postratamiento del biodiesel para purificarlo de
manera que cumpla con sus especificaciones técnicas. También se hace
mención a los subproductos del proceso, especialmente la glicerina.
Finalmente, se describen brevemente algunas tecnologías más avanzadas de
transesterificación y producción de biocombustibles líquidos.
20
En general, plantas de menor capacidad y diferente calidad en la alimentación
suelen utilizar procesos Batch o discontinuos. Los procesos continuos, sin
embargo, son más idóneos para plantas de mayor capacidad que justifique el
mayor número de personal y requieren una alimentación más uniforme.
2.5.1 Proceso Discontinuo
Es el método más simple para la producción de biodiesel donde se han
reportado ratios 4:1 (alcohol: triglicérido). Se trata de reactores con
agitación, donde el reactor puede estar sellado o equipado con un
condensador de reflujo. Las condiciones operación más habituales son a
temperaturas de 65ºC, aunque rangos de temperaturas desde 25ºC a
85ºC también han sido publicadas.
El catalizador más común es el NaOH, aunque también se utiliza el
KOH, en rangos del 0,3% al 1,5% (dependiendo que el catalizador
utilizado sea KOH o NaOH). Es necesaria una agitación rápida para una
correcta mezcla en el reactor del aceite, el catalizador y el alcohol. Hacia
el fin de la reacción, la agitación debe ser menor para permitir al glicerol
separarse de la fase ester. Se han publicado en la bibliografía resultados
entre el 85% y el 94%. En la transesterificación, tal y como se comentó
anteriormente, cuando se utilizan catalizadores ácidos se requiere
temperaturas elevadas y tiempos largos de reacción.
Algunas plantas en operación utilizan reacciones en dos etapas, con la
eliminación del glicerol entre ellas, para aumentar el rendimiento final
hasta porcentajes superiores al 95%. Temperaturas mayores y ratios
21
superiores de alcohol : aceite pueden asimismo aumentar el
rendimiento de la reacción. El tiempo de reacción suele ser entre 20
minutos y una hora.
En la Figura 2.3 se reproduce un diagrama de bloques de un proceso de
transesterificación en discontinuo.
Figura 2.3. Proceso de Transesterificación, Proceso Discontinuo.
2.5.2 Proceso Continuo
Una variación del proceso discontinuo es la utilización de reactores
continuos del tipo tanque agitado, los llamados CSTR del inglés,
Continuous Stirred Tank Reactor. Este tipo de reactores puede ser
22
variado en volumen para permitir mayores tiempos de residencia y lograr
aumentar los resultados de la reacción. Así, tras la decantación de
glicerol en el decantador la reacción en un segundo CSTR es mucho
más rápida, con un porcentaje del 98% de producto de reacción.
Un elemento esencial en el diseño de los reactores CSTR es asegurarse
que la mezcla se realiza convenientemente para que la composición en
el reactor sea prácticamente constante. Esto tiene el efecto de aumentar
la dispersión del glicerol en la fase éster. El resultado es que el tiempo
requerido para la separación de fases se incrementa.
Existen diversos procesos que utilizan la mezcla intensa para favorecer
la reacción de esterificación. El reactor que se utiliza en este caso es de
tipo tubular. La mezcla de reacción se mueve longitudinalmente por este
tipo de reactores, con poca mezcla en la dirección axial. Este tipo de
reactor de flujo pistón, Plug Flow Reactor (PFR), se comporta como si
fueran pequeños reactores CSTR en serie.
El resultado es un sistema en continuo que requiere tiempos de
residencia menores (del orden de 6 a 10 minutos) – con el consiguiente
ahorro, al ser los reactores menores para la realización de la reacción.
Este tipo de reactor puede operar a elevada temperatura y presión para
aumentar el porcentaje de conversión.
En la Figura 2.4 se presenta un diagrama de bloques de un proceso de
transesterificación mediante reactores de flujo pistón. En este proceso,
se introducen los triglicéridos con el alcohol y el catalizador y se somete
23
a diferentes operaciones (se utilizan dos reactores) para dar lugar al
éster y la glicerina.
Figura 2.4. Proceso de Transesterificación, Proceso Continuo.
Dentro de la catálisis heterogénea los catalizadores básicos se
desactivan fácilmente por la presencia de ácidos grasos libres (FFA) y
de agua que favorece la formación de los mismos. Para tratar
alimentaciones con cierto grado de acidez, se prefiere la esterificación
de los ácidos grasos libres con superácidos [Granados, 2005] que a su
vez presenten una elevada velocidad de reacción de transesterificación
si bien se necesitan dos reactores con una fase intermedia de
eliminación de agua. De este modo, alimentaciones con hasta un 30%
en FFA se pueden esterificar con metanol, reduciendo la presencia de
FFA por debajo del 1%. Esta etapa previa de esterificación se puede
24
llevar a cabo con alcoholes superiores o glicerina que resulta atractiva
en la producción de biodiesel puesto que es un subproducto del proceso.
2.5.3 Transesterificación
La transesterificación alcalina es el proceso más simple y más utilizado
para fabricar biodiesel. Sin embargo, requiere de un aceite con bajo
contenido de ácidos grasos libres, agua y otras impurezas, o de
procesos adicionales de pre tratamiento de la materia prima para
asegurar esta calidad. Además, requiere de pasos posteriores de
postratamiento del biodiesel para reducir su contenido de impurezas
procedentes del proceso, principalmente restos de catalizador, y de
postratamiento de la glicerina para purificarla parcialmente e incrementar
su valor de mercado. Es por esto que otros procesos han sido
desarrollados para aceites menos puros, para mejorar el rendimiento de
la transesterificación, o para intentar acelerarla, pero sin embargo su uso
aún no está generalizado.
Volviendo a la reacción química de la transesterificación, hemos visto
que químicamente ésta equivale a:
Sin embargo, en la práctica se necesita más de 3 alcoholes por cada
triglicérido para que la reacción ocurra completamente. Si no se usa este
25
exceso de alcohol, el producto obtenido no será biodiesel puro:
consistirá en una mezcla de biodiesel, triglicéridos sin reaccionar, y
productos intermedios como los monoglicéridos y diglicéridos. Estas
impurezas pueden afectar las características del combustible, de manera
que no cumpla con las normas técnicas de calidad, además de tener
efectos indeseados como producir depósitos carbonosos en el motor,
taponeo de los filtros, combustión incompleta, etc.
Igualmente, para que la reacción se lleve a cabo, también hemos visto
que se necesita la presencia de un catalizador y de ciertas condiciones
de reacción (tiempo, temperatura, agitación). Asimismo, hemos visto que
la calidad del aceite es uno de los condicionantes más importantes para
que la transesterificación se lleve a cabo adecuadamente y que debe
asegurarse con un análisis químico previo y, si es necesario, con un pre
tratamiento adecuado.
Los siguientes pasos de la transesterificación alcalina, tal como se
aprecian en la Figura 2.5, son:
La primera operación consiste en disolver el catalizador sólido
(hidróxido de sodio o potasio – NaOH o KOH) en el alcohol (metanol
o etanol). La cantidad de catalizador a utilizar depende de la acidez
del aceite, pero suele variar entre un 0,5 y 1% (Srivastava y Prasad,
2000). Se necesita aproximadamente media hora de agitación
constante para lograr una disolución completa. Si se trabaja con un
catalizador líquido (metilato de sodio) no se requiere este paso.
26
Luego se realiza la transesterificación propiamente dicha. Para ello,
se necesita un reactor cerrado herméticamente, con agitación
constante y calor. En plantas de producción pequeñas este proceso
se realiza por lotes, pero en plantas de gran escala se realiza en
reactores de flujo continuo. En este reactor se mezclan el aceite y el
metanol con el catalizador disuelto y se agita durante una hora. Para
que la reacción sea completa se requiere un tiempo de reacción de
1 hora a 60°C de temperatura o de 4 horas a 32°C de temperatura
(Freedman et al., 1984).
La transesterificación resulta en la separación de dos fases: una
fase más viscosa y densa, que consiste en una mezcla de glicerol,
jabones, catalizador, metanol y agua (denominada glicerol crudo en
la Figura 2.5), y una fase más liviana, que consiste en los metil-
ésteres (el biodiésel), también con metanol, una menor proporción
de catalizador y jabones, y mono- y diglicéridos (en caso que la
reacción no haya sido completa). Se requiere de un tanque
decantador donde ambas fases se puedan separar por gravedad, o
de una centrífuga para separarlas más rápidamente. Asimismo, se
puede añadir agua luego de la transesterificación para mejorar la
separación del glicerol. A partir de este punto, se separan dos líneas
de proceso: una para purificar los metil-ésteres, y otra para purificar
y recuperar el glicerol.
27
Figu
ra 2
.5. P
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28
2.6 Biodiesel en el Perú
Las materias primas – aceites y grasa vegetales y animales – disponibles para
producir biodiesel en el Perú son variadas: aceites vegetales, grasa animales
(sebo), aceite de pescado, aceites y mantecas comestibles usadas. Sin
embargo, su cantidad no es suficiente para satisfacer una posible demanda a
gran escala de biodiesel. En la Tabla 2.3 se puede observar un resumen de la
producción nacional de cultivos oleaginosos, y en la Tabla 2.4 las importancias
de aceites vegetales realizadas en los años 2004 y 2005. En la Tabla 2.5 se
puede apreciar que el Perú es un importador neto de aceites vegetales, con
casi un 60% de la demanda total nacional de aceite vegetal proveniente de
importaciones en el 2002.
Tabla 2.3. Producción de vegetales oleaginosos en Perú (años 2003-2004).
29
Tabla 2.4. Importación de aceites comestibles al Perú (años 2004-2005).
Tabla 2.5. Balance de oferta y demanda de cultivos oleaginosos en el Perú
(años 2001-2009).
30
Las perspectivas en el Perú, no es posible dar una respuesta general y de
aplicación a todo el territorio sobre la conveniencia, o no, de impulsar la
producción de biocombustibles en el Perú.
Si nos referimos a cultivos, queda primero por resolver y/o cubrir los altos
porcentajes de aceite que actualmente se importan para consumo humano.
Incluso si se analiza únicamente desde un punto de vista económico de aceite
para consumo humano o para producción de biodiesel varíe, dependiendo de
las zonas y de la época del año.
Los programas regionales y/o los de la cooperación internacional sobre la
promoción de cultivos para la producción biocombustibles deberán evaluar si el
destino de esta producción es para la producción y uso local, o si se destinará
para el envío del aceite como tal a otras regiones con mercados potenciales
mayores. Dos detalles que suelen pasarse por alto son: la necesidad de
insumos, como metanol o etanol anhídro, si se desea producir biodiesel
localmente; y que usualmente, los mercados potenciales más importantes para
el consumo de biodiesel no se encuentran necesariamente adyacentes a las
principales zonas de producción.
En lo referente a los porcentajes de mezcla, porcentajes obligatorios como los
aprobados en el Reglamento para la Comercialización de Biocombustibles (2%
desde el 2009 y 5% desde el 2011) tendrán como principal efecto una gran
demanda por aceite, y por ende de cultivos oleaginosos, que podría impulsar un
crecimiento importante en el sector agrícola. Será necesario entonces, que el
PROBIOCOM enfatice el establecimiento de subprogramas de investigación y
promoción de fuentes oleaginosas que permitan abastecer los volúmenes de
31
aceite que serán requeridos. Para referirnos a ventajas medioambientales y
mejora de la calidad de las emisiones, éstas se darán básicamente en aquellos
casos que se utilicen biodiesel puro (Biodiesel B100) o incluso hasta en
mezclas de Diesel B20 (20% de biodiesel y 80% de diesel).
2.7 Biodiesel en el Mundo
Según el F.O. Lich’s World Ethanol & Biofuels Report, la producción de
biodiesel en el mundo en el 2005 habría superado los 3 mil 500 millones de
litros, siendo Alemania el principal productor con 1920 millones de litros,
seguido de Francia (511 millones), estados Unidos (290 millones), Italia (227
millones) y Austria (83 millones).
La producción de biodiesel ha tenido un crecimiento espectacular en los últimos
años (Figura 2.6). Entre el 2000 y el 2005, ésta se ha cuadruplicado, mientras
que la producción de bioetanol sólo creció al doble y la de petróleo sólo creció
un 7%. Sin embargo, aún se está lejos de los niveles de producción mundial de
biodiesel, que ya superó los 35 mil millones de litros por año.
Figura 2.6. Producción Mundial de Biodiesel (1991 a 2005)
32
Tabla 2.6. Principales productores de biodiesel en el mundo.
33
CAPITULO III
DISEÑO MECANICO DEL RECIPIENTE
3.1 Definiciones
a) Recipiente a Presión: Se considera como un recipiente a presión
cualquier vasija cerrada que sea capaz de almacenar un fluido a presión
atmosférica, ya sea presión interna o vació, independiente de su forma y
dimensiones.
b) Reactor Químico (Tanque Reactor): Este es quizá el tipo de reactor de
empleo más común en la industria química. En la mayoría de los casos, está
equipado con algún medio de agitación, así como elementos para la
transferencia de calor.
c) Diseño del cuerpo cilíndrico: Se utilizará el código ASME Sección VIII
División 1, el cual se hallarán el espesor de acuerdo a la Parte de la Norma UG-
27.
d) Cabezal Toriesférico (Tipo Klopper): Se utilizará el código ASME
Sección VIII División 1, el cual se hallarán el espesor de acuerdo a la Parte de
34
la Norma UG-32. Se diseñará el cabezal y el fondo de acuerdo a la presión de
trabajo u operación.
e) Volumen Útil (VO): Llamado también volumen de Operación, es el
mínimo volumen necesario para realizar l mezcla en el recipiente.
f) Volumen Real (VD): Llamado también volumen de Diseño, es el que
consideramos en exceso teniendo en cuenta las posibles variaciones de caudal
suministrado al Reactor, debido al momento de carga y descarga del fluido.
g) Presión de Operación (PO): Es identificada como la presión de trabajo y
es la presión manométrica a la cual estará sometido un equipo en condiciones
de operación normal.
h) Presión de Diseño (PD): Es el valor que debe utilizarse en las
ecuaciones para el cálculo de las partes constitutivas de los recipientes
sometidos a presión.
La Presión de Diseño se hallará de la siguiente forma, de acuerdo al
Autor de “Diseño y Cálculo de Recipientes a Presión, Ing. Juan Manuel
León Estrada”:
35
3.2 Consideraciones del Diseño
El Recipiente a Presión se va a diseñar es un recipiente a presión de tres
metros cúbicos (3 m3), de capacidad nominal. En el cual se realizará el proceso
de Transesterificación. La forma del recipiente tendrá un cuerpo cilíndrico, un
cabezal tipo Toriesférico y un fondo tipo Toriesférico.
Se ha elegido el cuerpo vertical tipo cilíndrica porque su simetría facilita una
buena distribución de tensiones y nos permite un cálculo sencillo de las
mismas, además de proporcionarnos una mayor polivalencia y sencillez de
construcción.
En el diseño de reactores se busca qué tamaño y tipo de reactor, así como qué
método de operación, también el tipo de reacción, la necesidad de un
catalizador, el volumen de diseño, la presión de diseño, así como el tipo de
transferencia de calor, por enchaquetado o por serpentines tubulares
sumergidos en el líquido.
3.2.1 Parámetros de Diseño
A continuación se describirá los Parámetros de Diseño:
PO = Presión de Operación (Kg/cm2)
36
TO = Temperatura de Operación (ºC)
VO = Volumen Operación (m3)
PD = Presión de Diseño (Kg/cm2)
TD = Temperatura de Diseño (ºC)
VD = Volumen de Diseño (m3)
C = Sobreespesor de corrosión (pulg. – mm)
E = Eficiencia de la Soldadura
PH = Presión hidrostática (Kg/cm2)
Presión atmosférica = 1,03 Kg/cm2
ρaceite = Densidad del aceite reciclado = 930 Kg/m3
ρbiodiesel = Densidad del biodiesel = 880 Kg/m3
ρagua = Densidad del agua = 1000 Kg/m3
ρmetanol = 720 Kg/m3
Pe = Peso específico del agua = 1
Estos parámetros sirven para diseñar el tanque reactor.
37
3.2.2 Selección del Material
La elección del material a utilizar en base a los siguientes factores:
La temperatura de diseño.
La presión de diseño.
Las características corrosivas del fluido contenido en el recipiente.
Los costos.
La disponibilidad en el mercado de medidas estándares.
Los materiales para la construcción de los Reactores para el proceso de
biodiesel y debido a que disponemos de elementos corrosivos, se ha
decidido utilizar Acero Inoxidable, puesto que, aunque su coste es muy
superior a los aceros al carbono, es más económico al compensarse con
el grosor de corrosión necesario si se utilizar acero al carbono.
El material a utilizar es Acero inoxidable 304, comúnmente llamado el
acero inoxidable “todo propósito”, tiene propiedades adecuadas para
gran cantidad de aplicaciones. Se recomienda para construcciones
ligeras soldadas en las que el recocido no es práctico o posible, pero
que requieren buena resistencia a la corrosión. Otras propiedades del
tipo 304 son su servicio satisfactorio a altas temperaturas (800º a 900ºC)
y buenas propiedades mecánicas.
El tipo 304 contiene bajo carbono con lo que se evita la precipitación de
carburos durante periodos prolongados de alta temperatura; tiene un
contenido de carbono de 0.08% máximo por lo que se le considera un
38
material satisfactorio apara la mayoría de las aplicaciones con
soldadura.
El material a utilizar en el diseño del Tanque Reactor tiene la siguiente
especificación: SA – 240 – 304.
Con estas características y de acuerdo a la norma ASME SECCION II
PARTE D, el material que elegimos tiene las siguientes características:
Tabla 3.1. Composición Nominal del Material de construcción
3.2.3 Margen por Corrosión
En todo equipo se debe determinar un sobreespesor de corrosión para
compensar la corrosión, erosión o abrasión mecánica que van sufriendo
los equipos. La vida deseada de un recipiente es una cuestión de
economía y así mismo aumentando convenientemente el espesor del
material respecto al determinado por las fórmulas de diseño, o utilizando
algún método adecuado de protección.
Composición nominal
EspecificacionesTipo / Grado
Esfuerzo de Tracción
(Kg/mm2)
Esfuerzo de Fluencia
(Kg/mm2)
Máximo Esfuerzo Admisible de
Tensión (Kg/mm2)18 Cr - 8 Ni SA - 240 304 52.73 21.09 11.74
39
Este valor es habitualmente igual al máximo espesor corroído previsto
durante diez años, y en la práctica oscila entre 1 a 6 mm
incrementándose a los espesores obtenidos para resistir las cargas a las
que se encuentran sometidos los recipientes.
Se ha decidido utilizar un margen de corrosión de 1/8” para compensar
las posibles cargas a las que se pueda encontrar el recipiente debido a
la corrosión que origine el producto.
Por lo tanto:
C = 3 mm
3.2.4 Eficiencia de la Soldadura
La unión entre los elementos para la fabricación del reactor se realiza
por medio de la soldadura, por esta razón, junto con la posibilidad de
producirse defectos en la realización de la soldadura y el calentamiento
y rápido enfriamiento al que se está sometida la zona más próxima a la
soldadura, se tiende a considerar la zona de soldadura como debilitada.
Las categorías de las juntas se muestran en la Figura 3.1.
Teniendo en cuenta esto, en el cálculo de los recipientes se introduce
una reducción de la tensión máxima admisible multiplicando a esta por
un coeficiente denominado Eficiencia de Junta (E).
40
Figura 3.1. Categoría de Juntas Soldadas.
De acuerdo a la norma ASME SECCION VIII División 1 (UW-12) el valor
de la Eficiencia es:
E = 0,85 (Cuando los requerimientos de radiografiado “spot” no son
cumplidos o cuando las juntas categoría A o B que conectan sin costura
son tipo 3, 4, 5 ó 6).
E = 1,00 (Cuando las juntas B y C cumplen los requerimientos de
radiografiado “spot”).
Los valores de “E” se muestran en el Anexo 7.
E Descripción
0,85 Cuerpo cilíndrico
1,00 Cabezal Toriesférico
1,00 Fondo Toriesférico
41
3.2.5 Condición de operación del Recipiente
A continuación detallaremos las presiones de diseño y volumen de
diseño.
El valor de Volumen de Diseño es:
VD = 3 m3
El valor de Volumen de Operación se tomará el 75% del volumen total
del reactor, por lo tanto este valor es:
VO = 0.75 x VD = 0.75 x 3.0 = 2.25 m3
VO = 2,25 m3
La Presión de Operación para el procesamiento de biodiesel en el
Reactor es de 14,7 Lb (Presión Atmosférica = 1,03 Kg/cm2).
Para ello utilizaremos:
La presión interna de diseño variará de acuerdo con la altura de la
columna del producto. Para calcular el espesor del cuerpo, debemos
considerar que la presión será diferente a diferentes alturas.
Para hallar PH debemos tener en cuenta que las presiones hidrostáticas
generadas por las diferentes alturas de las columnas del producto,
42
debemos considerar que una columna de agua de un pie de altura
produce una presión de 0,0305 Kg/cm2.
Con lo dicho anteriormente tenemos que:
Como la densidad del aceite y del biodiesel son menores que el del
agua, y el peso específico del agua es menor que el peso específico del
producto, se tomará como valor:
Pe = 1
Luego:
Para H1 = 50 cm; PH1 = 0,050 Kg/cm2
Para H2 = 100 cm; PH2 = 0,100 Kg/cm2
Para H3 = 150 cm; PH3 = 0,150 Kg/cm2
Para H4 = 200 cm; PH4 = 0,200 Kg/cm2
Para H5 = 250 cm; PH5 = 0,250 Kg/cm2
Para H6 = 288 cm; PH6 = 0,288 Kg/cm2
43
Tomaremos el valor de PH6 = 0,300 Kg/cm2 para el valor de PH.
Por lo tanto tenemos que (Unidades del SI):
Los valores de Diseño de Presión, Temperatura y Volumen se observan
en la Tabla 3.2.
Tabla 3.2. Valor de Operación y Valor de Diseño.
Descripción Presión
(Kg/cm2)
Temperatura
(ºC)
Volumen
(m3)
Valor de Operación 3,43 65 - 85 2,25
Valor de Diseño 4,00 95 3,00
44
Para la realización de los cálculos de las dimensiones del reactor
químico tomaremos la Presión de diseño de 4 Kg/cm2, el cual también es
equivalente a 57 Lb/pulg2.
El valor del volumen de diseño será de 3 m3, para facilitar los cálculos,
este valor es equivalente a 106 pies3, estos valores servirán para
calcular el tamaño óptimo del recipiente, el cual se detallará en el ítem
siguiente, se utilizarán los valores en el sistema inglés debido a la
utilización de la Figura 3.2 del “Manual de Recipientes a Presión, del
autor Eugene Megysey”.
3.3 Cálculo del tamaño óptimo del Tanque
Una vez seleccionado el material de construcción, el margen por corrosión, la
presión de diseño y la temperatura de diseño, podemos abordar el diseño
mecánico del Reactor.
La geometría que adoptaremos para el reactor será aquella que minimice el
problema de zonas no agitadas (zonas muertas), por lo que instalaremos
fondos toriesféricos, lo cual facilitaremos la agitación del reactor.
La relación óptima de la longitud del diámetro puede hallarse mediante el
procedimiento siguiente:
45
P = Presión de diseño (Lb/pulg2).
C = Margen de corrosión (pulg).
S = Valor de esfuerzo del material (Lb/pulg2). (Anexo 5)
E = Eficiencia de la junta.
Di = Diámetro interior (m)
LC = Altura del cuerpo cilíndrico (m)
De acuerdo a los parámetros de operación tenemos que:
Tabla 3.3. Parámetros de Diseño
Descripción Parámetros de Diseño
P 57 Lb/pulg2
C 0,125 pulg
S 16 700 Lb/pulg2
E 0,85
V 106 pies3
Para hallar las dimensiones del tanque se utilizarán medidas en sistema inglesa
(Tabla 3.3).
46
Resolviendo la ecuación:
Tenemos que:
F = 0,032
Ahora con el Factor “F” hallado y el volumen del recipiente “V” en pies3
utilizamos la Figura 2 y encontramos el diámetro interior (Di) del recipiente.
Di = 4 pies
Di = 1 219,20 mm
Por lo que tomaremos como medida:
Di = 1,20 m
47
Figura 3.2. Selección del Diámetro del Recipiente.
48
3.4 Cálculo del Volumen de los cabezales Toriesférico
Con el diámetro interior calculado, el volumen de los fondos se realizar con la
siguiente fórmula:
Vf = Volumen del fondo toriesférico (m3)
Como son un fondo y un cabezal toriesférico entonces tenemos que:
3.5 Cálculo de la Altura Total Interior del Tanque
Para ello hallaremos por separado la longitud del cuerpo cilíndrico y de los
cabezales toriesféricos.
3.5.1 Cálculo de la Altura del Cuerpo Cilíndrico del Tanque
Una vez hallado el volumen de los cabezales podemos hallar el volumen
del cuerpo cilíndrico:
Volumen del cuerpo cilíndrico = Volumen Total – Volumen de cabezales
49
Volumen del cuerpo cilíndrico = 2,65 m3
Luego calculamos la Longitud del cuerpo cilíndrico con la siguiente
fórmula:
Resolviendo la fórmula tenemos:
LC = 2,34 m
Por lo tanto tomaremos como dimensión:
LC = 2 400 mm
50
3.5.2 Cálculo de la Altura del cabezal toriesférico del Recipiente
Para realizar el cálculo de la altura para los cabezales Toriesféricos o
Tipo Klopper tenemos la Figura 2.3, que nos muestra las fórmulas a
usar:
Figura 3.3. Fondo Toriesférico.
Para hallar la altura de los cabezales toriesféricos (Parte interna) se
tiene que:
Tenemos que:
h = 3,50 * e = 3,50 x 6 = 21 mm
51
Entonces reemplazando valores tenemos:
Para el cálculo del fondo toriesférico de espesor de 8 mm, como se verá
en los siguientes ítems tenemos que su altura es de HFT = 260
3.5.3 Cálculo de la Altura Total
El cálculo de la altura total se realiza con la siguiente fórmula:
Entonces reemplazando valores tenemos:
52
3.6 Cálculo del espesor del cuerpo cilíndrico interior
Para calcular el espesor del cuerpo cilíndrico vamos a recurrir a la bibliografía
de la norma ASME VIII División 1 en la Parte UG – 27 para la Presión interna y
UG – 28 para la Presión Externa.
3.6.1 Cálculo del espesor del cilindro interior por Presión Interna
Para cuerpos cilíndricos sometidos a presión, el cálculo del espesor
requerido se realiza mediante la fórmula de UG – 27 del ASME VIII
basadas en el Esfuerzo Circunferencial (Junta Longitudinal), la fórmula
es la siguiente:
Los datos para desarrollar la fórmula del cálculo del espesor del cilindro
por presión interna son los siguientes:
P = 4 kg/cm2 (Este valor es equivalente a los 57 PSI)
R = 60 cm
S = 1 174,13 Kg/cm2
E = 0,85
tC = Espesor del cuerpo del cilindro (mm)
C = 3 mm
53
Resolviendo la ecuación:
Con el margen de corrosión tendremos:
Por lo tanto de acuerdo a medidas estándares de espesores tomaremos:
3.6.2 Cálculo del espesor del cilindro interior por Presión Externa
Este recipiente que se ha diseñado y construido de acuerdo a los
requisitos del Código ASME VIII para presión interna y que llevarán la
54
placa con el símbolo de la norma para indicar que cumplen con las
reglas para presión externa.
Debido a que el recipiente se encontrará enchaquetado a una
temperatura de 95º C y la presión que ejercerán es de 0,86 kg/cm2, de
acuerdo a las tablas de Vapor Saturado.
Como la presión atmosférica es de 14,70 Lb/pug2 (Pa = 14,7 Psi = 1.03
kg/cm2) para el desarrollo y cálculo del cabezal toriesférico.
Por lo tanto tomaremos para los cálculos una presión máxima de 14,70
Lb/pug2 (Pa = 14,70 Psi = 1.03 kg/cm2).
Utilizaremos la fórmula para la Máxima Presión Externa Admisible:
Para hallar el valor de "B" se deberá determinarse por el procedimiento
siguiente:
a) Asumir un valor para "t" :
t = 6 mm
Además tenemos los siguientes datos:
LC = 2 400 mm
D0 = 1 200 mm
55
b) Calcular las relaciones L/D0 y D0/t :
c) De acuerdo a los Anexos 9 y 10 tenemos que:
A = 0.000225
B = 3 000 Lb/pulg2 = 210,92 kg/cm2
d) Calcular el valor de Pa :
De acuerdo a los datos anteriores tenemos que:
Pa = 1,41 kg/cm2
Entonces este valor es mayor que la presión externa de diseño y el
espesor calculado es el adecuado.
56
3.7 Cálculo del espesor de los Cabezales Toriesféricos del Recipiente
Para calcular el espesor de los cabezales toriesféricos vamos a recurrir a la
bibliografía de la norma ASME VIII División 1 en la Parte UG – 32 para la
Presión interna y UG – 28 para la Presión Externa.
Figura 3.4. Forma del cabezal y fondo toriesférico.
3.7.1 Cálculo por Presión Interna del Cabezal Toriesférico
Para el cálculo del espesor por la Presión Interna del cabezal
Toriesférico se debe utilizar la siguiente fórmula:
D
r
t
L
Cabezal Toriesférico
57
Datos:
P = 4 kg/cm2
L = Di = 120 cm
S = 1 174,13 Kg/cm2
E = 1
t = Espesor del cabezal (mm)
r = 6% L = 7,20 cm
L/r = 16,67
M = 1,77 (Anexo 12)
Reemplazando los valores tenemos que:
Aumentando el Margen de corrosión y debido a que se encuentra en la
parte superior y no ejerce todo la presión, por lo tanto el espesor que
usaremos será:
58
3.7.2 Cálculo por Presión Interna del Fondo Toriesférico
Para el cálculo del espesor por la Presión Interna del Fondo Toriesférico
se debe utilizar la siguiente fórmula:
Datos:
P = 4 kg/cm2
L = Di = 120 cm
S = 1 174,13 Kg/cm2
E = 1
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:
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
se debe utilizar la siguiente fórmula:
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).
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
Reemplazando los valores tenemos que:
Aumentando el Margen de corrosión tenemos que:
61
Entonces el espesor que usaremos para los cabezales toriesféricos
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
se debe utilizar la siguiente fórmula:
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).
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
Primero debemos hallar la P’:
P’ = 1,67 x P
P’ = 1,72 Kg/cm2
Reemplazando los valores tenemos que:
Aumentando el Margen de corrosión tenemos que:
Entonces el espesor que usaremos para los cabezales toriesféricos
será:
65
Para determinar que el procedimiento es el adecuado y el espesor es el
adecuado, entonces tenemos que asumir el espesor que se cálculo por
presión interna:
t = 8 mm
R0 = Radio exterior (mm)
R0 = Diámetro exterior / 2 = (1200 + 6 x 2) / 2 = 606 mm
Entonces calculamos “A” con la siguiente fórmula:
Reemplazando los valores:
Resolviendo tenemos que:
A = 0,00165
Del Anexo 8 interpolando tenemos que:
B = 10 000
66
Luego calculamos el valor de Pa con la siguiente fórmula:
Pa = 132,01 Lb/pulg2
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 cilindro del enchaquetado por Presión
Interna
Para cuerpos cilíndricos sometidos a presión, el cálculo del espesor
requerido se realiza mediante la fórmula de UG – 27 del ASME VIII:
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.
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
Resolviendo la ecuación:
68
Con el margen de corrosión tendremos:
Por lo tanto de acuerdo a medidas estándares de espesores tomaremos:
3.8.2 Cálculo del espesor del cilindro del enchaquetado por Presión
Externa
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.
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
se debe utilizar la siguiente fórmula:
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.
Datos:
P = 0,86 kg/cm2 (Presión interna del enchaquetado)
S = 1 167,10 Kg/cm2 (Anexo 6)
L = Di = 131,2 cm
E = 1
t = Espesor del cabezal (mm)
r = 6% L = 7,87 cm
L/r = 16,67
M = 1,77 (Anexo 12)
71
Reemplazando los valores tenemos que:
Aumentando el Margen de corrosión tenemos:
Entonces el espesor que usaremos para los cabezales toriesféricos
será:
3.8.4 Cálculo por Presión Externa del Fondo Toriesférico del
enchaquetado
Para el cálculo del espesor por Presión Externa del Fondo Toriesférico
se debe utilizar la siguiente fórmula:
72
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).
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)
Primero debemos hallar la P’:
P’ = 1,67 x P
P’ = 1,72 Kg/cm2
Reemplazando los valores tenemos que:
t = 1,71 mm
73
Aumentando el Margen de corrosión tenemos que:
Entonces el espesor que usaremos para los cabezales toriesféricos
será:
t = 6 mm
Para determinar que el procedimiento es el adecuado y el espesor es el
adecuado, entonces tenemos que asumir el espesor que se cálculo por
presión interna:
t = 6 mm
R0 = Radio exterior (mm)
R0 = Diámetro exterior / 2 = (1 312 + 6 x 2) / 2 = 662 mm
Entonces calculamos “A” con la siguiente fórmula:
Reemplazando los valores:
74
Resolviendo tenemos que:
A = 0,00113
Del Anexo 11 interpolando tenemos que:
B = 11 000
Luego calculamos el valor de Pa con la siguiente fórmula:
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
A41 A42
76
Antes de realizar los cálculos se mencionarán los siguientes términos
utilizados en las fórmulas:
A = Área de refuerzo requerido en el plano bajo consideración. (m2)
A1 = Área disponible para refuerzo por exceso de espesor en la pared
del recipiente. (m2)
A2 = Área disponible para refuerzo por exceso de espesor en la pared
de la conexión. (m2)
A3 = Área disponible para refuerzo cuando la conexión penetra dentro
del recipiente. (m2)
A41, A42 y A43 = Área transversal de las diversas soldaduras
disponibles para refuerzo. (m2)
A5 = Área transversal del elemento agregad para refuerzo. (m2)
fr1 = Sn/Sv para conexiones insertadas a través de la pared del
recipiente.
fr2 = Sn/Sv
fr3 = El menor de (Sp ó Sn)/Sv
fr4 = Sp/Sv para conexiones insertadas a través de la pared del
recipiente.
Sn = Esfuerzo/Tensión admisible (S) para el material de la conexión.
(Kg/cm2)
77
Sv = Esfuerzo/Tensión admisible (S) para el material del recipiente.
(Kg/cm2)
Sp = Esfuerzo/Tensión admisible (S) para el material del elemento de
refuerzo. (Kg/cm2)
t = espesor especificado para la pared del recipiente (sin incluir
sobreespesores por formado ni corrosión). (mm)
tn = espesor especificado para el cuello de la conexión menos el
sobreespesor de corrosión y tolerancia de espesor en menos para el
caso de tubos. (mm)
te = espesor o altura del elemento de refuerzo. (mm)
t i = espesor de pared de la proyección interior de la conexión. (mm)
tr = espesor requerido para un cuerpo sin costura basado en refuerzos
circunferenciales o de un cabezal conformado, usando E =1. (mm)
trn = espesor requerido para una conexión sin costura. (mm)
Rn = Radio interno corroído de la conexión bajo consideración. (mm)
d = diámetro interior de una abertura circular terminada o dimensión de
una abertura no radial en el plano en consideración. (mm)
D y R = Diámetro y radios interiores del cuerpo (Corroídos). (mm)
Dp = Diámetro exterior del elemento agregado para refuerzo.
78
W = Carga total soportada por las soldaduras de fijación.
E = 1 (según definición para tr y trn)
E1 = 1 (cuando la abertura está sobre una plancha o junta categoría B o
igual a 0,85 cuando la abertura está ubicada en una junta ERW o
autógena)
F = Factor de compensación por variación de esfuerzos por presión
interior en diferentes planos respecto del eje del recipiente.
h = Altura de la proyección de la conexión en el interior del recipiente.
(mm)
Tenemos los siguientes datos del Tanque:
Material: SA-240-304
P = 4 Kg/cm2
C = 3,18 mm
Sv = 1 174,13 Kg/cm2
E = 1
D = 1 200 mm
R = 600 mm
t = 6 mm
Datos de la conexión para el sistema de agitación:
Material: SA-240-304 (Se realizará el rolado de plancha metálica para la
fabricación del tubo)
79
P = 4 Kg/cm2
C = 3 mm
Sn = 1 174,13 Kg/cm2
E = 1
d = 500 mm
Rn = 250 mm
tn = 6 mm
Otros datos:
F = 1 (De acuerdo al Anexo 14)
E1 = 1
fr1 = fr2 = Sn/Sv = 1
fr3 = fr4 = Sp/Sv = 1
te = 3,18 mm
Sp = 1 174,13 Kg/cm2
r = 6% L = 72 mm (Como L = D)
L/r = 16,67
M = 1,77 (Anexo 12)
Ahora se realizará los cálculos:
Hallando el espesor del cuerpo:
80
Hallando el espesor del cuello:
Verificar los límites de reforzamiento:
Escoger el mayor valor:
d = 500 mm
Rn + tn + t = 250 + 6 + 6= 262 mm
81
Escogemos el mayor valor:
d = 500 mm
Hallar el valor de h2, por lo que se escogerá el menor valor:
h2 = 2,5 x t = 2,5 x 6 = 15 mm
h2 = 2,5 x ti = 2,5 x 6 = 15 mm
Escogemos el menor valor:
h2 = 15 mm
Hallar el valor de h1, por lo que se escogerá el menor valor:
h1 = 2,5 x t = 2,5 x 6 = 15 mm
h1 = 2,5tn + te = 2,5 x 6 + 6 = 21 mm
Escogemos el menor valor:
h1 = 15 mm
82
Calcular el Área de refuerzo requerido:
Calcular el Área de refuerzo disponible
Área disponible en el cuerpo:
A1 = Escoger el de Mayor Área.
ó
83
Entonces se elige el mayor valor:
Área disponible en el cuello:
A2 = Escoger la Menor Área.
ó
84
Entonces se escoge el menor valor:
Área disponible en el cuello insertado en el tanque:
A3 = Escoger la Menor Área.
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:
Como los espesores de los materiales son de 6 mm; entonces se toma
el cateto o “leg” de 6 mm.
El área de refuerzo A5 tiene la siguiente fórmula:
Como tenemos que:
88
Entonces Dp tiene la siguiente fórmula:
Como los costados del diámetro del refuerzo son de 6 mm,
aproximadamente su medida es pequeña, entonces se redondeará este
valor a la siguiente medida:
Reemplazando “Dp” en fórmula de A5 tenemos que:
89
Área de conexión por:
Luego:
2 198,07 mm2 > 1810 mm2 (cumple)
3.9.2 Cálculo de la Resistencia de sujeción de la abertura para sistema
de agitación
Estos cálculos se realizarán para determinar cuánto de carga soporta la
fabricación de la boquilla para el sistema de agitación donde se instalará
el motorreductor y accesorios para el sistema de agitación.
Se utilizará las fórmulas que se muestran en la Figura 3.6.
90
Figura 3.6. Carga de soldadura en la boquilla y resistencia de
soldadura para ser considerado.
91
A continuación se detallan los cálculos:
a) Carga que debe soportar las soldaduras W
Para hallar la carga “W” utilizaremos la siguiente fórmula:
Necesitamos conocer los siguientes datos:
fr1 = fr2 = 1
Sv = 1 174,13 Kg/cm2 = 11,74 Kg/mm2
tr = 3,62 mm
tn = 6 mm
t = 6 mm
F = 1
A41 = A43 = 36 mm2
A42 = 36 mm2
Dext = 512 mm = 51,20 cm
Dm = 506 mm = 50,6 cm
Dp = 650 mm = 65 cm
Utilizando la formula anterior tenemos que:
92
b) Carga que deben soportar las soldadurasW1-1, W2-2, W3-3:
Para hallar la carga “W1-1” utilizaremos la siguiente fórmula:
Para hallar la carga “W2-2” utilizaremos la siguiente fórmula:
Para hallar la carga “W3-3” 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:
Material: SA-240-304
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:
F = 1 (De acuerdo al Anexo 14)
E1 = 1
fr1 = fr2 = Sn/Sv = 1
fr3 = fr4 = Sp/Sv = 1
te = 3 mm
Sp = 1 174,13 Kg/cm2
Ahora se realizará los cálculos:
Hallando el espesor del cuerpo:
97
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
Escogemos el mayor valor:
d = 500 mm
Hallar el valor de h1, por lo que se escogerá el menor valor:
h1 = 2,5 x t = 2,5 x 6 = 15 mm
98
h1 = 2,5tn + te = 2,5 x 6 + 0 = 15 mm
Se elige el menor valor:
h1 = 15 mm
Calcular el Área de refuerzo requerido:
Calcular el Área de refuerzo disponible
Área disponible en el cuerpo:
A1 = Escoger el de Mayor Área.
99
ó
Entonces se elige el mayor valor:
Área disponible en el cuello:
A2 = Escoger la Menor Área.
ó
100
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.
Sumando:
101
Luego:
Luego:
2 334,74 mm2 > 1 025 mm2 (cumple)
3.10 Diseño de tuberías de carga, descarga y de venteo
3.10.1 Tubería de Carga
Para llenar la capacidad del tanque reactor se necesita dos tuberías de
carga, los cuales son para la mezcla de catalizador (NaOH) y metanol, y
el aceite reciclado.
Se asumirá una tubería de 1-1/2” sch40 de Acero Inoxidable, a
continuación se realizará los cálculos necesarios para comprobar la
resistencia de la presión de la tubería, se utilizará las normas ASME
Sección VIII y ASME B31.3.
Se necesitan las siguientes nomenclaturas:
Dt = Diámetro exterior de acuerdo a los estándares de las tuberías
(mm).
dt = Diámetro interior de acuerdo a los estándares de las tuberías (mm).
t t = Espesor de la tubería de acuerdo al Anexo 17 (mm).
102
E = Factor de calidad de Tabla A-1A ó A-1B (Anexo 15 ó 16).
S = Esfuerzo de tensión del material de la tabla A-1 en Anexo 15
(Kg/cm2).
tD = Espesor de diseño de la tubería (mm).
Y = coeficiente de Tabla 3.4, válido para t < D/6.
P = Presión de diseño (Kg/cm2)
Tabla 3.4. Valor del Coeficiente Y para t < D/6
Tenemos los siguientes datos:
Dt = 48,30 mm
tt = 3,68 mm
E = 1
S = 1 174,13 Kg/cm2
P = 4 Kg/cm2
103
Primero hallar la condición:
Por lo tanto cumple la Tabla 3.4, el valor de Y:
Y = 0,40
La fórmula para hallar el espesor de diseño de la tubería es la siguiente:
Por lo tanto cumple el espesor de tubería seleccionada 1-1/2” sch40
(espesor = 3,68mm).
104
Se prosigue con el cálculo del diseño de las aberturas, el cual servirá
para determinar si necesitan refuerzo y donde deben estar ubicadas las
tuberías de carga de los fluidos.
Se necesitan los siguientes datos del Tanque:
Material: SA-240-304
P = 4 Kg/cm2
C = 3 mm
Sv = 1 174,13 Kg/cm2
E = 1
D = 1 200 mm
R = 600 mm
t = 6 mm
Datos de la tubería de conexión para el ingreso de la mezcla de
catalizador y metanol:
Material: SA-312-TP 304L
P = 4 Kg/cm2
C = 3 mm
Sn = 1 174,13 Kg/cm2
E = 1
Dtint = 40,94 mm
Rn = 20,47 mm
tn = 3,68 mm
105
Otros datos:
F = 1 (De acuerdo al Anexo 14)
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)
Hallando el espesor del cuerpo:
Hallando el espesor del cuello:
106
Verificar los límites de reforzamiento:
Escoger el mayor valor:
d = 40,94 mm
Rn + tn + t = 20,47 + 3,68 + 6 = 30,15 mm
Escogemos el mayor valor:
d = 40,94 mm
Hallar el valor de h1, por lo que se escogerá el menor valor:
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
Escogemos el menor valor:
h1 = 9,20 mm
Calcular el Área de refuerzo requerido:
Calcular el Área de refuerzo disponible
Área disponible en el cuerpo:
A1 = Escoger el de Mayor Área.
ó
108
Entonces se elige el mayor valor:
Área disponible en el cuello:
A2 = Escoger la Menor Área.
ó
109
Entonces se elige el menor valor:
Área disponible en soldadura:
Como el espesor de la tubería es de 3,68 mm; entonces se toma el
cateto o “leg” de 3 mm.
Sumando:
110
Luego:
Luego:
172,86 mm2 > 148,20 mm2 (cumple)
3.10.2 Tubería de Descarga
Para vaciar la capacidad del tanque reactor se necesita una tubería de
descarga, el cual servirá para transportar mediante una bomba el
biodiesel hacia un separador centrífugo donde se continuará con el
procesamiento de biodiesel.
Se asumirá una tubería de 2” sch40 de Acero Inoxidable, a continuación
se realizará los cálculos necesarios para comprobar la resistencia de la
presión de la tubería, se utilizará las normas ASME Sección VIII y ASME
B31.3.
Tenemos los siguientes datos:
Dt = 60,30 mm
tt = 3,91 mm
E = 1
111
S = 1 174,13 Kg/cm2
P = 4 Kg/cm2
Primero hallar la condición:
Por lo tanto cumple, de la Tabla 3.4, el valor de Y:
Y = 0,40
La fórmula para hallar el espesor de diseño de la tubería es la siguiente:
112
Por lo tanto cumple el espesor de tubería seleccionada 2” sch40
(espesor = 3,91mm).
Se prosigue con el cálculo del diseño de las aberturas, el cual servirá
para determinar si necesitan refuerzo y donde deben estar ubicadas las
tuberías de carga de los fluidos.
Se necesitan los siguientes datos del Tanque:
Material: SA-240-304
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:
Material: SA-312-TP 304L
P = 4 Kg/cm2
C = 3 mm
Sn = 1 174,13 Kg/cm2
E = 1
113
Dtint = 52,48 mm
Rn = 26,24 mm
tn = 3,91 mm
Otros datos:
F = 1 (De acuerdo al Anexo 14)
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)
Hallando el espesor del cuerpo:
114
Hallando el espesor del cuello:
Verificar los límites de reforzamiento:
Escoger el mayor valor:
d = 52,48 mm
Rn + tn + t = 26,24 + 3,91 + 8= 38,15 mm
Escogemos el mayor valor:
d = 52,48 mm
Hallar el valor de h1, por lo que se escogerá el menor valor:
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
Escogemos el menor valor:
h1 = 9,78 mm
Calcular el Área de refuerzo requerido:
Calcular el Área de refuerzo disponible
Área disponible en el cuerpo:
A1 = Escoger el de Mayor Área.
116
ó
Entonces se elige el mayor valor:
Área disponible en el cuello:
A2 = Escoger la Menor Área.
117
ó
Entonces se elige el menor valor:
Área disponible en soldadura:
Como el espesor de la tubería es de 3,91 mm; entonces se toma el
cateto o “leg” de 3 mm.
118
Sumando:
Luego:
Luego:
313,54 mm2 > 148,20 mm2 (cumple)
3.10.3 Tubería de Venteo
El sistema de venteo del tanque deberá ser construidos y su capacidad
debe ser calculada, de modo que no produzcan presiones interiores
mayores a 57 PSI (4 Kg/cm2).
119
El tanque dispondrá de un venteo o alivio de presión, que tendrá un
tamaño igual al mayor de las tuberías de llenado o vaciado, en ningún
caso inferior a 35 mm.
El sistema de alivio de presión en el tanque se necesita una tubería de
venteo, el cual se asumirá una tubería de 1-1/2” sch40 de Acero
Inoxidable, los cálculos necesarios para comprobar la resistencia de la
presión de la tubería es igual al realizado en la tubería de carga.
3.11 Cálculo y selección de bridas
Para el cálculo de las bridas, se utilizará la norma ASME B16.5, en el cual
utilizaremos los parámetros de operación para seleccionar las bridas a utilizar
en el manhole, en la abertura para el sistema de agitación, para las tuberías de
descarga y carga.
A continuación se presenta la fórmula para seleccionar la brida de acero
inoxidable, de acuerdo a la fórmula siguiente y cuadro siguiente:
Está fórmula es usada para bridas de clase 150. En la parte de abajo se
muestra la Tabla 3.6 para la esfuerzo máximo de la presión máxima presión que
soportan las bridas.
Los parámetros de diseño de temperatura son de 200 °F y 57 PSI.
120
Tabla 3.5. Máxima presión de las bridas.
Por lo que se resumen a continuación:
Tabla 3.6. Diámetro de Tubería.
Diámetro de Tubería Cant. Especificación
20” 2 Brida slip on AISI 304 de 20”, ANSI B16.5
1-1/2” 3 Brida slip on AISI 304 de 1-1/2”, ANSI B16.5
2” 1 Brida slip on AISI 304 de 2”, ANSI B16.5
121
3.12 Cálculo y selección de empaquetadura
Cuando se efectúe el ajuste a una unión embridada por medio de pernos, la
carga que actúa en el perno es igual a la reacción de la empaquetadura,
cuando se aplique una determinada presión interna, la carga en el perno será
igual a la carga exterior más la reacción de la empaquetadura existente.
Cuando la unión está sometida a la presión de operación, en la empaquetadura
se requiere garantizar la retención del fluido. Para lograr esto, se puede
expresar la carga de compresión necesaria en función de la presión de
operación, tal como: m.P, siendo “m” un factor multiplicador de la presión, que
se conoce con el nombre de Factor de empaquetadura”.
A continuación se muestra la figura 3.7, para la selección de la empaquetadura
para la abertura del sistema de agitación y para el manhole.
Figura 3.7. Ancho efectivo de la Empaquetadura.
122
Para realizar los cálculos necesarios se necesita los siguientes parámetros:
Fit = Carga de asentamiento ó de instalación (Kg).
F = Carga en los pernos bajo carga exterior (Kg).
Fe = Carga exterior aplicada a la unión (Kg).
Fm = Carga aplicada con el factor de empaquetadura (Kg).
b = Ancho efectivo de la empaquetadura (mm)
G = Diámetro correspondiente a la localización de la reacción de la
empaquetadura (mm).
y = Esfuerzo mínimo de asentamiento o instalación de la empaquetadura
(Kg/cm2). (Anexo 18)
P = Presión de operación (Kg/cm2).
m = Factor de Empaquetadura (Anexo 18)
N = Ancho geométrico (mm) (Anexo 20)
Sdo = Esfuerzo permisible del perno a la empaquetadura ambiente (Kg/cm2).
Sd = Esfuerzo permisible del perno a la empaquetadura de operación (Kg/cm2).
Material de Empaquetadura = Asbestos
Material de Brida = Acero Inoxidable
123
De acuerdo al Anexo 20, tomamos los siguientes valores:
N = 1.5”
Dom = 23” = 584,20 mm
Dim = 20” = 508 mm
P = 4 Kg/cm2
Temperatura de diseño = 95 °C
Sdo = 490 Kg/cm2
Sd = 490 Kg/cm2
Con estos valores hallaremos el ancho efectivo “b”:
Reemplazando los valores tenemos:
124
El diámetro de la reacción de la empaquetadura será:
Las dimensiones de la empaquetadura serán:
O.D. x I.D. x e = 584,20 x 508 x 3 mm
Se utilizará empaquetadura en láminas Gylon Style 3565 Envelon (Marca
Garlock), para esta empaquetadura tenemos que: (Anexo 18):
y = 161,70 Kg/cm2
m = 3,7
Las cargas y los momentos sobre la brida y los pernos se muestran en la hoja
de cálculo del Anexo 25 propuesto por la ASME para determinación de bridas.
Ahora determinaremos el espesor de la tapa de brida. Utilizaremos la norma
ASME Sección VIII de las parte UG – 34.
125
Tenemos las siguientes fórmulas:
• Para la condición de operación:
• Para la condición de asentamiento:
t (brida) = Mayor Valor [ ti , tii ]
Donde:
C = Factor de Brida = 0,30 (Ver Anexo 19)
G = Diámetro efectivo (mm)
P = Presión de Diseño (Kg/cm2)
S = Esfuerzo admisible (Kg/cm2)
E = Eficiencia de Junta
hG = Brazo de Palanca (mm)
Wi = Carga del perno (Kg)
Wii = Carga máxima del perno (Kg)
126
Datos:
G = 562,50 mm
P = 4 Kg/cm2
S = 893 Kg/cm2
E = 1
hG = 36,25 mm
Wi = 13 050,08 Kg
Wii = 49 776,19 Kg
Reemplazando los datos tenemos:
ti = 24,58 mm
tii = 24,79 mm
Luego:
t (brida) = Mayor Valor [ 24,58 mm ; 24,79 mm ]
Finalmente el valor del espesor de la tapa de la brida será de 30 mm.
127
CAPITULO IV
DISEÑO DEL SISTEMA DE AGITACION
4.1 Consideraciones del Diseño
Para el diseño del Sistema de Agitación se realizará las siguientes
consideraciones:
Las características del fluido.
El tipo de flujo que se produce en el tanque, en este caso se asumirá un flujo
turbulento.
Realizado la selección del tipo de flujo se hallara la Potencia de accionamiento
para el cálculo del eje de rotación.
Se asumirá que se utilizará un rodete de turbina de disco con palas.
Para hallar las dimensiones del rodete y del eje necesitamos tener los
parámetros de diseño del tanque como se desarrollo en el capítulo III.
4.2 Sistema de Agitación
El diseño de un tanque con sistema de agitación dispone de un gran número de
elecciones sobre el tipo y localización del agitador, las proporciones del tanque,
el número y dimensiones de las placas deflectores, etc., cada una de estas
128
decisiones afecta a la velocidad de circulación del líquido, los modelos de
velocidad y el consumo de potencia.
En las industrias químicas de procesos y en otras semejantes, muchas
operaciones dependen en alto grado de la agitación y mezclado eficaz de los
fluidos, por lo general la agitación se refiere a forzar un fluido por medios
mecánicos para que adquiera un movimiento circulatorio en el interior de un
recipiente. El mezclado implica partir de dos fases individuales, tales como un
fluido y un sólido pulverizado o dos fluidos, y lograr que ambas fases se
distribuyan al azar entre sí.
Los líquidos se agitan con más frecuencia en tanques o recipientes,
generalmente de forma cilíndrica y provista de un eje vertical. La parte superior
del recipiente puede estar abierta al aire o cerrada. Las proporciones del tanque
varían bastante dependiendo de la naturaleza del problema de agitación. Sin
embargo, en muchas situaciones se utiliza un diseño estandarizado como el
que se muestra en la figura 4.1.
El fondo del tanque es redondeado y no plano, con el fin de eliminar los
rincones escarpados o regiones en las que no penetrarían las corrientes de
fluido. La altura del líquido es aproximadamente igual al diámetro del tanque. El
rodete va instalado sobre un eje suspendido, es decir, un eje soportado en la
parte superior. El eje es accionado por un motor, acoplado al eje a través de
una caja reductora de velocidad. El rodete crea un modelo de flujo en el
129
sistema, dando lugar a que el líquido circule a través del tanque y
eventualmente retorne al rodete.
Figura 4.1. Tanque típico de proceso de agitación.
4.3 Diseño del Rodete
Los agitadores de rodete se dividen en dos clases: los que generan corrientes
paralelas al eje del rodete, y aquellos que generan corrientes en dirección
tangencial o radial.
Los primeros reciben el nombre de rodetes de flujo axial, y los segundos
rodetes de flujo radial.
130
Como punto de partida en el diseño de los problemas ordinarios de agitación,
generalmente se utiliza un agitador de turbina del tipo que se muestra en la
Figura 4.2.
Figura 4.2. Medidas de un agitador de turbina. (Según Rushton et al.32).
Los tres principales tipos de rodetes (Figura 4.3) son hélices, palas y turbinas.
Otros rodetes especiales resultan también útiles en situaciones especiales, pero
los tres tipos principales mencionados resuelven tal vez el 95% de todos los
problemas de agitación de fluidos.
131
Figura 4.3. Tipos de Rodetes.
Los rodetes tipo turbina ó Rushton (Figura 4.4) son eficaces para un amplio
intervalo de viscosidades, por lo que se utilizará este tipo de rodete para su
diseño.
Figura 4.4. Turbina Rushton de 6 palas.
132
Las proporciones típicas para el diseño del rodete como se muestra en la Figura
4.2 son:
Figura 4.5. Fórmulas para dimensionamiento del rodete ó impulsor.
4.3.1 Cálculo de las dimensiones del rodete
De acuerdo a la Figura 4.5, se calcularán las dimensiones del rodete.
Da: diámetro del rodete (mm)
W: Anchura de las palas (mm)
L: Largo de las palas (mm)
J: Ancho de los bafles (mm)
Dt: diámetro del tanque (mm)
Dpl: diámetro de la placa circular del rodete (mm)
E: Distancia de la parte inferior del tanque al centro de las paletas de la
turbina (m).
Como Dt = 1 200 m
133
Hallando “Da”, tomamos las fórmulas de la Figura 4.5:
Entonces desarrollando la fórmula tenemos que:
Da = 400 mm
Hallando “E”, tomamos las fórmulas de la Figura 4.5:
Entonces desarrollando la fórmula tenemos que:
E = 400 mm
Hallando “L”, tomamos las fórmulas de la Figura 4.5:
134
Entonces desarrollando la fórmula tenemos que:
L = 100 mm
Hallando “W”, tomamos las fórmulas de la Figura 4.5:
Entonces desarrollando la fórmula tenemos que:
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
Entonces desarrollando la fórmula tenemos que:
J = 100 m
Espesor de los deflectores será de: e = 6 mm.
4.4 Cálculo de la Potencia consumida en el tanque
Un factor trascendental en el diseño de un recipiente de agitación es la potencia
para mover el impulsor. Puesto que la potencia requerida para un sistema dado
no puede predecirse teóricamente, pero se tiene correlaciones empíricas para
estimar los requerimientos de potencia.
137
4.4.1 Selección del Flujo a trabajar
Se seleccionará un Flujo Turbulento.
4.4.2 Selección de la Velocidad Angular
De acuerdo a varias bibliografías sobre el proceso de transesterificación
que se realizase en el Tanque Reactor tenemos que la velocidad
agitación es de aproximadamente:
N = 180 RPM
4.4.3 Cálculo de la Densidad Promedio y Viscosidad Promedio
De acuerdo a la combinación de aceite comestible y metanol que se
realiza en el reactor químico, hallaremos la densidad promedio y su
viscosidad promedio para los cálculos siguientes.
Para hallar la Densidad Promedio utilizaremos la siguiente fórmula:
138
Donde:
ρM = Densidad promedio de la mezcla (Kg/m3)
ρ = Densidad de cada componente i (Kg/m3)
V = Volumen (m3)
Datos:
ρaceite = 930 Kg/m3
Vaceite = 2 m3(De acuerdo al Anexo 1)
ρmetanol = 720 Kg/m3
Vmetanol = 0,25 m3 (De acuerdo al Anexo 1)
Desarrollando la fórmula tenemos:
Para hallar la Densidad Promedio utilizaremos la siguiente fórmula:
139
Donde:
µmezcla = Viscosidad de la mezcla (Kg/m-s)
µi = Viscosidad de cada compuesto (Kg/m-s)
xi = Fracción Molar de la mezcla
Datos:
µaceite = 0,0342 Kg/m-s
xi = 0,875
µmetanol = 0,0006 Kg/m-s
xi = 0,032
Desarrollando la fórmula tenemos:
4.4.4 Cálculo del Número de Reynolds
Para hallar la velocidad angular tenemos que recurrir a la fórmula del
Número de Reynolds:
140
NRe = Número de Reynolds
ρ = Densidad (Kg/m3)
Da = Diámetro del rodete (m)
µ = Viscosidad (kg/m-s)
n = RPS
Datos:
ρ = 907 Kg/m3
Da = 0,40 m
µ = 0,0236 kg/m-s
n = 3 RPS
Calculando en NRe tenemos que:
4.4.5 Cálculo de la Potencia
Para el cálculo de la Potencia tendremos la siguiente fórmula:
141
Parámetros a utilizar:
NP = Número de Potencia
ρ = Densidad (Kg/m3)
Da = Diámetro del rodete (m)
P = Potencia (W)
n = RPS
Datos:
NP = 5,46 (de acuerdo a las figuras 4.7 y 4.8)
ρ = 907 Kg/m3
Da = 0,40 m
n = 3 RPS
Deduciendo la fórmula tenemos que “P”:
Luego resolviendo la fórmula tenemos que:
P = 1,37 KW
142
Pote
ncia
cor
rela
tiva
por e
l baf
le d
e lo
s im
puls
ores
tipo
turb
ina,
par
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143
Valo
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Np,
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a
dife
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or. N
ota:
W/D
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impu
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.
Figu
ra 4
.8. V
alor
de
Np
= 5,
46 p
ara
tipo
de ro
dete
de
disc
o.
144
4.4.6 Selección del Motorreductor
Para la selección del motorreductor necesitamos los siguientes datos:
P = 1,37 KW = 1,84 HP (Potencia de Salida)
N = 180 RPM (Velocidad de salida)
Aplicación: Agitación de líquidos (Anexo 27)
Clase II: Carga Uniforme (Anexo 26)
Eficiencia del motor (η) = 0,94 – 0,96
Pmotor = Potencia de motorreductor (Kw)
F.S. = 1,25 (Factor de Servicio) (Anexo 28)
Horas diarias de operación = 24 horas
Posición de montaje = Vertical
Hallando Pmotor:
Tomamos como η = 0,94, reemplazando en la fórmula:
145
Para seleccionar el motorreductor utilizaremos la siguiente fórmula:
Para ello tenemos que convertir la Potencia en HP:
De acuerdo al Anexo 29, 30 y 31 tenemos que:
Motorreductor de 3 HP, 1750 RPM
Modelo: CNVM 3 – 6110 YC – SG – B – 8
Motor: 220/440 x 4P x 60 Hz
Reducción: 1:8
NSalida = 219 RPM
146
4.4.7 Cálculo del Momento Torsor
Se realizará el cálculo del Momento Torsor para realizar el cálculo del
Eje para el impulsor o rodete, para ello se utilizará la siguiente fórmula:
Se necesitan los siguientes parámetros:
T: Momento Torsor (Kg-m)
P: Potencia (HP)
N: RPM
Datos:
P = 3 HP
N = 219 RPM
Reemplazando los datos tenemos que:
147
4.5 Cálculo del Eje del impulsor
Para el cálculo eje impulsor tomamos como dato la Potencia requerida para
agitar el biodiesel, además expresaremos los datos para el cálculo del eje del
impulsor.
Parámetros:
Material: SA-240-TP 304L
Sy: Esfuerzo de Fluencia (Kg/mm2)
Su: Esfuerzo de Ruptura (Kg/mm2)
Ssd: Esfuerzo Permisible a Corte (Kg/mm2)
KT: Factor de Carga de Torsión (Anexo 32)
T: Momento Torsor (Kg-mm)
d0: Diámetro exterior del eje (mm)
: Esfuerzo Permisible a Corte con chavetero (Kg/mm2)
Datos:
Sy = 21 Kg/mm2
Su = 59,76 Kg/mm2
KT = 1,5
T = 9 810 Kg-mm
Para el cálculo del diámetro del eje utilizaremos la Fórmula del código ASME
para un Eje Macizo:
148
Los esfuerzos de cálculo (probablemente pensando en árboles estirados en
frío) se dan como sigue:
Con el desarrollo de estas fórmulas tenemos que seleccionar el menor valor de
ellos (Teoría de Esfuerzo de Cortante Máximo).
Entonces el menor valor es:
149
Pero como tiene chavetero, utilizaremos la siguiente fórmula:
Despejando tenemos:
Luego se procede a incrementar de acuerdo a tablas debido al cálculo de su
diámetro es mayor que 1”.
También debido a que el diámetro del motorreductor es de 1,25” se tomará un
diámetro mayor a este.
150
Por lo tanto:
4.6 Verificación del eje por deformación angular por torsión
Por recomendaciones prácticas, la deformación torsional para eje de
transmisión sometido a cargas variables debe ser:
θ ≤ 1º (por cada 20 diámetro)
La fórmula para hallar la deformación es la siguiente:
θ = ángulo de deformación (rad)
T = Torsión (kg-cm)
L = Distancia hasta la sección crítica
J = Momento polar de inercia (cm4)
G = Módulo de elasticidad transversal (kg/cm2)
E = Módulo de Elasticidad = 2,10 x 106 Kg/cm2
µ = Coeficiente de Poisón = 0,3
151
Hallando Momento Polar de Inercia “J”:
Hallando Módulo de elasticidad transversal “G”:
Como L = 20 d
Luego tenemos que:
152
4.7 Cálculo de la Chaveta
En la zona del acoplamiento se usará una chaveta plana de acero inoxidable
SA 240 TP 304L.
El Anexo 33 muestra las chavetas estándar según las normas DIN 6885.
La chaveta plana recomendada para un diámetro de 40 mm es:
12 mm x 8 mm x Longitud (L)
Donde:
L = Mayor (Ls, Lc)
Ls = Longitud de chaveta por esfuerzo cortante (mm)
Lc = Longitud de chaveta por esfuerzo de compresión (mm)
El Esfuerzo Cortante:
El Esfuerzo de Compresión:
153
Se tiene que:
b = Ancho = 10 mm
t = Altura = 8 mm
d = Diámetro = 40 mm
T = Torque = 9 810 kg-mm
Entonces hallando Ls:
Luego hallando Lc:
La mayor longitud “L” es:
154
Pero como el acoplamiento tiene una longitud de canal chavetero de 35 mm,
entonces asumiremos una longitud de 35 mm para la conexión entre estos ejes.
La chaveta será de:
4.8 Cálculo y selección de acoplamiento
Para realizar el cálculo del acoplamiento, se tomará en cuenta el procedimiento
de selección de Acoples Elástico Tipo A (Gummi) de acuerdo al Anexo 20, el
cual muestra el tipo de acoplamiento y medidas.
Parámetros para seleccionar el acoplamiento:
TN = Torque Nominal (Nm)
P = Potencia continua a transmitir por acoplamiento (HP) = 3 HP
N = 219 RPM
F.S. = Factor de Servicio = 1,00 (Líquidos)
Con los datos de la Potencia (P) y el Factor de Servicio (F.S.), utilizamos el
Anexo 34 para hallar el modelo de acoplamiento de acuerdo en la “Tabla 1” del
Anexo que indica.
Potencia x F.S. = 3 HP x 1,00 = 3 HP
155
De acuerdo al Anexo 34 y las RPM tenemos que:
Modelo: A30
A partir de la Potencia (P) y la velocidad de funcionamiento (N), calcule el
Torque Nominal, TN, con la fórmula siguiente:
El valor obtenido, igual o superior, se compara con el Anexo 36 en la “Tabla
III”, en la columna de velocidades (RPM) correspondiente; la parte superior de
la columna indica el tamaño de acople a utilizar.
Verificar en esta Tabla el diámetro de cada uno de los ejes en función del
máximo y del mínimo.
Acoplamiento tipo A30 – CN / CN – ES
156
4.9 Cálculo Estructural del Rodete
Se realizará los cálculos de las fuerzas sobre el impulsor, el espesor de los
álabes y el espesor del disco.
4.9.1 Determinación de las fuerzas sobre el impulsor
Se utilizará dos impulsores para una mejor mezcla o agitación.
Cada impulsor consumirá:
Potencia Impulsor = 3 HP / 2 = 1,50 HP
Como cada impulsor consta de 3 pares de álabes opuestos uno del otro,
entonces cada par de álabes consumirá:
Potencia Álabe = 1.5 HP / 3 = 0,50 HP
De acuerdo a la Figura 4.9, el torque desarrollado por cada par de
álabes será:
157
Figura 4.9. Fuerzas del impulsor
Parámetros de cálculo son:
Tp = Torque de impulsor (Kg-m)
Pp = Potencia de álabe (HP)
N = RPM
d = Diámetro del impulsor (m)
F = Carga (Kg)
Datos:
Pp = 0,50 HP
N = 219 RPM
d = 0,40 m
Desarrollando la fórmula anterior:
F
F
d
158
Luego la fuerza ejercida por el fluido al movimiento de cada paleta será:
4.9.2 Determinación del espesor de los álabes
El material de los álabes será de Acero Inoxidable SA-240-TP304L con
esfuerzo de fluencia de 21 Kg/cm2; las dimensiones de los álabes se
muestran en la figura 4.10:
Figura 4.10. Dimensiones del álabe.
80
110
159
Asumiendo que se trata de un cantiléver simple con una carga puntual
en el extremo:
Figura 4.11. Carga Puntual.
El esfuerzo máximo se da en el extremo “O”:
F = 8,20 Kg
L = Longitud del voladizo (mm)
Bo = Ancho (mm)
t = espesor (mm)
Sad = Esfuerzo admisible = 0,50 Sy
F
0
L
t
160
Datos:
L = 50 mm
Bo = 80 mm
Sad = 0,50 Sy = 0,50 x 21 Kg/mm2 = 10,50 Kg/mm2 = Smáx
Por consiguiente:
Finalmente se usará planchas de 6 mm de espesor para su fabricación.
4.9.3 Determinación del espesor del disco
Para el cálculo del espesor del disco usaremos la Teoría de Placas
Planas.
161
Figura 4.12. Teoría de Placas Planas.
El esfuerzo máximo ocurre en los bordes interiores y está dado por:
Donde:
Smáx = Sad = 10,50 Kg/mm2
W = Peso impulsor = 6,32 Kg
R = Radio exterior = 150 mm
r = radio interior = 30 mm
µ = Coeficiente de Poison = 0,30
tdisco = Espesor mínimo del disco (mm)
W W
r
R
162
Reemplazando los datos en la fórmula tenemos que:
tdisco = 1,58 mm
Debido al margen de sobreespesor o corrosión se agrega este espesor
por lo tanto:
Se usará plancha de: e = 6 mm
4.10 Cálculo y selección de los Rodamientos
Se usará para el soporte del eje un rodamiento de rodillos a rótula dispuesto
como se muestra en la figura siguiente:
Figura 4.13. Rodamiento de Rodillos a rótula con soporte
163
Se seleccionará un soporte tipo Soporte de Brida 7225(00) (Anexo 39).
Los soportes de brida 7225(00) han sido diseñados para:
Rodamientos de bolas a rótula de las series 12 y 22.
Rodamientos de rodillos a rótula de las series 222.
Rodamientos CARB de la serie 22.
Los soportes han sido diseñados para rodamientos con un agujero
cónico sobre un manguito de fijación y ejes lisos, para diámetros de eje
de entre 20 y 100 mm.
Las dimensiones de los soportes de brida no están normalizadas, la
tolerancia para el asiente del rodamiento se encuentra dentro de la clase
G7.
Los rodamientos de rodillos a rótula son inherentemente autoalineables
y muy robustos. Las dos hileras de rodillos hacen que los rodamientos
puedan absorber cargas elevadas. La actual gama de rodamientos de
rodillos a rótula, inventada por SKF y refinada a lo largo de los años,
incluyen una amplia gama de tamaños de diversas Series de
dimensiones ISO así como diseños especiales, por ejemplo para cribas
vibratorias y aplicaciones similares.
Tienen dos hileras de rodillos con un camino de rodadura esférico
común en el aro exterior. Cada uno de los caminos de rodadura del aro
interior está inclinado formando un ángulo con el eje del rodamiento.
164
Esto les dota de una atractiva combinación de características que les
hace irremplazables en distintas aplicaciones muy exigentes. Son
autoalineables y consecuentemente insensibles a la desalineación del
eje con respecto al alojamiento y ala flexión o curvatura del eje.
Los rodamientos de rodillo a rótula SKF, son líderes en cuestión del
diseño y pueden absorber grandes cargas radiales, además de grandes
cargas axiales que actúan en ambos sentidos.
Laos rodamientos de rodillos a rótula SKF incluye:
Rodamientos abiertos.
Rodamientos obturados.
Rodamientos para aplicaciones vibratorias.
Figura 4.14. Rodamiento a rodillos a rótula
4.10.1 Cálculo de cargas sobre el rodamiento
Se calculará el peso de eje, el peso de los impulsores, fuerza de arrastre
y las reacciones en los rodamientos.
165
4.10.1.1 Cálculo de Carga Axial
Para realizar el cálculo de la Carga Axial se tomará el cálculo del
Peso Total.
Peso Total = Peso de Eje + Peso de los Impulsores
Peso del eje = 28,02 Kg
Peso de Impulsor = 12,64 Kg
Peso Total = 40,66 Kg
4.10.1.2 Cálculo de Carga Radial
El cálculo de la Carga Radial se realizará por medio de las
Fuerzas de Arrastre de las paletas.
Carga Radial = Fuerza de Arrastre
La Fuerza de Arrastre “Fa” está dada por la siguiente fórmula:
Donde:
Fa = Fuerza de Arrastre (Kg)
Ca = Coeficiente de Arrastre
166
A = Área (m2)
Pa = Presión (Kg/m2)
ρ = Densidad (Kg/m3)
g = gravedad = 9,80 m/s2
Vt = Velocidad tangencial (m/s)
D = Diámetro de la paleta (m) = 0,40 m
Cálculo de la velocidad tangencial:
Cálculo de la presión Pa:
167
Cálculo del área del álabe:
Datos:
Ca = 1,0
A = 4 x 10-3 m2
Pa = 1074,90 Kg/m2
ρ= 1000 Kg/m3 (debido a que la densidad de la mezcla es menor
que la del agua, por lo que se toma este valor)
Vt = 3,74 m/s
Luego reemplazando los valores tenemos:
168
4.10.1.3 Cálculo de las reacciones de los rodamientos
Las reacciones sobre el rodamiento serán:
Figura 4.15. Reacciones.
Hallando momento en el punto “1” M1 = 0, tenemos:
0,25 x R2 = 3,09 x 4,30 + 2,69 x 4,30
R2 = 99,42 Kg
R1 = 90,82 Kg
R2
R1
Fa
Fa
0,25
2,44
0,40
3,09
Nota: Dimensiones en metro.
169
4.10.2 Selección de los rodamientos
Los requerimientos del rodamiento serán:
Fuerza Axial: Fa = 40,66 Kg
Fuerza Radial: Fr = 99,42 Kg
Velocidad: N = 219 RPM
La relación existente entre la duración nominal, la capacidad de carga
dinámica y la carga aplicada al rodamiento, viene expresada por la
ecuación:
Donde:
Lh = Duración Nominal en millones de revoluciones
C = Capacidad de Carga dinámica
P = Carga dinámica equivalente sobre el rodamiento
p = Exponente
p = 3, para rodamientos de bolas
p = 10/3, para rodamientos de rodillos
Datos:
Lh = 50 000 horas (Anexo 37)
N = 219 RPM
170
L = 657
Luego la Capacidad de Carga Dinámica equivalente:
C > 7P
Donde para un rodamiento de 40 mm de diámetro se obtiene:
Como se va a usar un soporte de brida, para rodamientos de rodillos a
rótula debe ser de serie 222, por consiguiente:
171
Para rodamientos de la serie 222 y con diámetro de 40 mm, de acuerdo
al catálogo de SKF, tenemos rodamiento de serie 22208 E, de acuerdo
al Anexo 38, tenemos el valor de Y2 = 3,6 entonces:
Luego:
La Capacidad de Carga Estática Equivalente (C0), utilizaremos la
siguiente fórmula:
Reemplazando el valor de Y0 = 2,5 de acuerdo al Anexo 38:
172
Luego:
De acuerdo al catálogo de rodamientos SKF se verifica que se utilizará
Rodamiento de Rodillos a Rótula 22208 E que cumple con el
requerimiento de carga, esto se verifica en el Anexo 38.
173
CAPITULO V
DISEÑO DEL SISTEMA TERMICO
5.1 Consideraciones del Diseño
Las superficies de transmisión de calor, que puede estar en forma de
encamisados para calentamiento, o bien por serpentines tubulares sumergidos
en el líquido, se utilizan con frecuencia en tanques agitados.
El diseño del Sistema Térmico que se utilizará es el de Transmisión de Calor
por Chaquetas de calentamiento.
Los parámetros de operación para realizar el diseño del sistema térmico son los
siguientes:
Consideremos un tanque agitado que contiene “m” Kg de un líquido de calor
específico “Cp”.
Está provisto de una superficie de transmisión de calor de área “A”.
Calentada mediante un medio de temperatura constante tal como vapor de
agua que condensa a la temperatura “TS”.
Temperatura de diseño = 95 °C (Vapor saturado).
Temperatura de ingreso del fluido “T1”, hasta su calentamiento a una
temperatura “T2”.
174
En la figura 5.1 se muestra un recipiente con chaqueta de calentamiento.
Cuando se trata de un calentamiento, puede emplearse vapor de agua, que se
condensa en el interior de la chaqueta.
Figura 5.1. Transferencia de calor en recipientes con agitación:
a) Recipiente con chaqueta de calentamiento b) Recipiente con
serpentines de calentamiento.
Para hallar la altura del enchaquetado, necesitamos utilizar el valor del volumen
de operación de 2,25 m3 que se va a llenar el recipiente, esto es la altura del
fondo toriesférico y la parte cilíndrica, realizando las operaciones tenemos que:
Nivel máximo líquido = 2,10 m
Para hallar la altura de la chaqueta aumentaremos el 25% del nivel máximo del
líquido.
175
Por lo tanto = 2,10 x 1,25 = 2,63 m por lo que tomaremos como valor:
Altura de la chaqueta será = Hch = 2,66 m
Área de Transferencia = A
5.2 Proceso de Calentamiento
En la siguiente figura se observa cómo será el proceso de calentamiento en el
enchaquetado del tanque.
Figura 5.2. Proceso de calentamiento.
1 2
40 ºC
T1
Vapor
85 ºC
T2
95 ºC 95 ºC
176
5.3 Balance Térmico
Tenemos que:
Se está tomando las características del fluido en vez de biodiesel, agua, por lo
que tenemos:
Cp = 1 Kcal/Kg K
ρ = 1 000 Kg/m3
V = 2,25 m3
T2 = 85°C = 358 K
T1 = 40°C = 313 K
5.4 Cálculo del Coeficiente Global de Transferencia
Para ello se muestra la siguiente figura para realizar los cálculos preliminares.
177
Figura 5.3. Coeficientes de Transferencia de Calor.
Parámetros:
U = Coeficiente Global de Transferencia (W/m2 K)
he = Coeficiente Convectivo Externo de Transferencia (W/m2 K)
hi = Coeficiente Convectivo Interno de Transferencia (W/m2 K)
hs = Coeficiente Convectivo pelicular por incrustaciones de Transferencia (W/m2
K)
k = Coeficiente de conductividad del material de Transferencia (W/m2 K)
e = Espesor de la pared (m)
k
hehiMezcla deFluidos de
40ºC a 85ºCVapor de
agua a 95ºC
178
5.5 Cálculo del Coeficiente Convectivo Interno
Para el cálculo del coeficiente hi se utiliza la siguiente fórmula:
De acuerdo a las propiedades del agua (Anexo 40 – a una temperatura 335.5 K)
tenemos el siguiente cuadro:
Tabla 5.1. Propiedades del agua a una Temperatura Tb.
Tb (K) µ (Kg/m-s) ρ (Kg/m3) k (W/m K) Cp (KJ/Kg
K) Pr
335.5 4,51 x 10-4 981,30 0,657 4,181 2,87
Parámetros:
Cp = Capacidad Calorífica del liquido a Tb (KJ/kg °C)
k = Coeficiente de conductividad térmica del liquido acuoso a Tb (W/m °K)
µ = Viscosidad del fluido (Kg/m-s)
Pr = Número de Prandtl
D = 1.2 m
n = 3,65 RPS
Tb = Temperatura promedio (°K)
179
Para tener la fórmula siguiente se utilizó las siguientes características:
Figura 5.4. Fórmula para hallar hi – Referencia “Procesos de Transporte de
y Operaciones Unitarias C.J. Geankoplis.
Reemplazando los valores tenemos:
180
5.6 Cálculo de la Resistencia Térmica de Conductividad
La resistencia térmica está en función del espesor del material y su
conductividad térmica a la temperatura de la superficie.
e =espesor de la pared = 0,006 m
k = Conductividad Térmica (Anexo 41) = 17 W/m2 K
Luego tenemos:
5.7 Cálculo del Coeficiente Convectivo Externo
Fluido: Vapor saturado condensable
Temperatura: 95 °C (Constante)
Presión: 0,86 Kg/cm2
Para determinar el coeficiente convectivo, asumiremos que el vapor al estar en
contacto con la superficie metálica se condensa en forma peculiar y como es
difícil determinar este régimen es costumbre adoptar valores conservadores de
coeficiente por lo tanto asumiremos:
181
5.8 Cálculo del Coeficiente Convectivo pelicular por incrustaciones
Este coeficiente convectivo pelicular es debido a la presencia de incrustaciones,
suciedad, partículas, sólidos, depósitos, rugosidad de la superficie, etc., en la
superficie de transferencia, la podemos asumir según valores de la Tabla Nº
5.2.
Tabla 5.2. Coeficiente de transferencia de calor para depósitos. Btu/h.ft2.ºF
Para agua de pozo o de río a una velocidad mayor que 1 m/s y calentamiento a
95 °C con vapor se tendrá:
182
Hs = 1 000 BTU/h ft2 °F, pero en unidades del sistema SI tenemos que:
Finalmente reemplazando estos valores hallados en la ecuación general:
5.9 Determinación del tiempo de calentamiento
El tiempo de calentamiento para un área de transferencia de 10,50 m2 estará
entre 45 minutos a 1 hora.
Con la siguiente fórmula calcularemos el tiempo θc:
183
Datos:
Cp = 4 181 J/Kg K
ρ = 1 000 Kg/m3
V = 2,25 m3
T2 = 358 K
T1 = 313 K
TS1 = TS2 = 368 °K
U = 1 218,93 W/m2 K
A = 10,50 m2
Reemplazando:
184
5.10 Determinación del Flujo Másico de Vapor
Para determinar el Flujo Másico de Vapor se calcula a partir de Qcedido.
En el tiempo de 0,32 horas.
/0,32 horas = 316 406,25 Kcal/horas = 367 980,47 W
Tenemos: 1 Kcal/hora = 1,163 Watts
También el calor cedido Qc es:
Donde:
mv = Flujo másico de vapor (Kg/s)
= Entalpía de vapor saturado (KJ/Kg)
De tablas de vapor saturado:
T = 95 °C = 368 K
185
Luego:
186
CAPITULO VI
DISEÑO DE SOPORTE Y ACCESORIOS DE IZAJE
6.1 Consideraciones del Diseño
Se diseñará los soportes y los accesorios de izaje para el Recipiente a presión,
el cual consistirá en calcular los pesos y las cargas que ejercen en el tanque:
Peso del Tanque.
Peso del enchaquetado.
Peso del eje.
Peso de los rodetes ó impulsores
Peso del Fluido.
Peso del motorreductor.
Peso de los rodamientos.
Peso de acoplamiento.
Peso de los bafles.
Carga de viento.
Carga sísmica.
187
6.2 Cálculo de Pesos
6.2.1 Cálculo del peso del tanque
De acuerdo al desarrollo del tanque de acero inoxidable tenemos:
Parte cilíndrica: 3789 x 2400 x 6 mm = 428,30 Kg
Parte cabezal toriesférico: φ 1383 mm x 6mm = 70,80 Kg
Parte fondo toriesférico: φ 1397 mm x 8mm = 96,30 Kg
Peso total del Tanque = 595,40 Kg
6.2.2 Cálculo del peso del enchaquetado
De acuerdo al desarrollo del enchaquetado de acero al carbono
tenemos:
Parte cilíndrica: 4141 x 2400 mm = 468,10 Kg
Parte fondo toriesférico: φ 1507 mm x 6mm = 84 Kg
Peso total del enchaquetado = 552,10 Kg
6.2.3 Cálculo del peso del eje
El eje de acero inoxidable de φ 40 mm x 2840 mm de longitud:
Peso del eje = 28,02 Kg
188
6.2.4 Cálculo del peso de los rodetes
El rodete consiste de un disco, una bocamasa y de seis paletas
Disco del rodete: φ 300 x 6 mm = 3,20 Kg
Paletas del rodete: 110 x 80 x 6mm = 2,50 Kg (Como son 6 paletas)
Bocamasa del rodete: φ 60 mm x 6mm = 0,62 Kg
Peso total de los rodetes (como son dos rodetes) = 12,64 Kg
6.2.5 Cálculo del peso del fluido
Como el fluido es el biodiesel, se reemplazará para este cálculo la
densidad del biodiesel por la densidad del agua, debido a que es menor
a esta última.
Como el volumen del tanque es de 3 m3, entonces:
Peso del fluido = 3 000 Kg
6.2.6 Cálculo del peso del motorreductor
De acuerdo al modelo escogido el peso del motorreductor es = 34 kg
6.2.7 Cálculo del peso de los rodamientos
De acuerdo al modelo escogido el peso de los rodamientos es de 0,53
kg cada uno, por lo tanto:
Peso total de los rodamientos = 1,06 Kg
189
6.2.8 Cálculo del peso del acoplamiento
De acuerdo al modelo escogido el peso del acoplamiento es = 2,40 kg
6.2.9 Cálculo del peso de los bafles
Las medidas del bafle es de. 2400 x 100 x 6 mm = 11,30 Kg, como son 4
unidades:
Peso de los bafles = 45,20Kg
6.2.10 Cálculo del peso de las bridas
Tenemos bridas de 20”, 1-1/2” y de 2”.
Brida de 20” slip-on (02 unidades) = 177 Kg
Brida de 2” slip-on (01 unidad) = 2,30 Kg
Brida de 1-1/2” slip-on (03 unidades) = 4,20 Kg
Peso total = 183,50 Kg
6.2.11 Cálculo del peso total del Tanque y accesorios
Peso total = 4453,32 kg
Para tener un factor de seguridad mejorada de los pesos del tanque y
accesorios le agregaremos un 10%, entonces tenemos que:
Peso Total (W) = 4 900 kg
190
6.3 Cálculo de los soportes
Para el cálculo de los soportes tomaremos como diseño la figura 6.1.
Figura 6.1. Soporte Tipo zapata de apoyo.
Para ello describimos los siguientes parámetros:
W = Peso del Total (Kg)
n = Número de zapatas
= Carga de cada zapata (Kg)
R = Radio del tanque (m)
H = Brazo de palanca de la carga (m)
2A, 2B = Dimensiones de la placa de desgaste
S = Esfuerzo (Kg/cm2)
t = Espesor del tanque (m)
191
C = Factor de Forma (Ver Tablas)
K = Factores (Ver Tablas)
S1 = Esfuerzo longitudinal (Kg/cm2)
S2 = Esfuerzo Circunferencial (Kg/cm2)
Luego:
Esfuerzos Longitudinales:
Nota: En la Tensión S1 sumar el valor de presión interna de PR/2t para que no
exceda el valor del esfuerzo de tensión del material.
Esfuerzos Circunferenciales:
Nota: En la Tensión S2 sumar el valor de presión interna de PR/t para que no
exceda el valor del esfuerzo de tensión del material multiplicado por 1,50.
Datos:
W = 4862 Kg
n = 4 (número de zapatas)
192
R = 606 mm
H = 50 mm
2A = 300 mm
2B = 300 mm
t = 6 mm
P = 4 Kg/cm2
Material: SA-36
Esfuerzo de Tracción = 11,67 Kg/mm2
Esfuerzo de Fluencia = 25,31 Kg/mm2
E = 0,85
Hallando “C”:
C1 = C2 = C3 = C4 = 1,0
Los Factores “K”:
K1 = 3 K2 = 0,015 K3 = 6,5 K4 = 0,01
193
Luego calculamos los Esfuerzos Longitudinales:
Reemplazando los datos:
Esfuerzo debido a la presión interna:
Luego se Suma los esfuerzos tensionales = 1,65 + 2,02 = 3,67 Kg/mm2
No debe exceder del valor del esfuerzo de tracción = 11,67 x 0,85 = 9,92
Kg/mm2
Luego calculamos los Esfuerzos Circunferenciales:
Reemplazando los datos:
194
Esfuerzo debido a la presión interna:
Luego se Suma los esfuerzos tensionales = 1,39 + 4,04 = 5,43 Kg/mm2
No debe exceder del valor del esfuerzo de tracción = 11,67 x 1,50 = 17,51
Kg/mm2
6.4 Selección de zapata para soporte
De acuerdo a la figura 6.2, seleccionaremos el diseño de la zapata.
Debido a que la carga es de 1 225 Kg, esto es equivalente a 2 695 Lb, por lo
que en la figura 6.2 se ha marcado la selección de la zapata.
6.5 Cálculo de Accesorios de Izaje
Se diseñará los cáncamos de izaje para el Tanque, el cual se seleccionará de la
Figura 6.3.
Debido a que la carga total de carga es de 4 900 Kg, esto también es
equivalente a 10 780 Lbs.
195
Figura 6.2. Diseño de soporte.
196
Figura 6.3. Diseño de Cáncamo
197
6.6 Diseño de apoyos tipo columna
Para el diseño de apoyos se debe determinar:
Perfil de las columnas.
Diámetro de anclaje.
Dimensiones de la palanca de base.
Para ello se tiene los siguientes parámetros:
L = Longitud de la parte recta del recipiente (m) = 2,457 m
LC = Longitud en la columna sin arriostre (m) = 1,50 m
Dext = Diámetro exterior del recipiente (m) = 1,324 m
Figura 6.4. Dimensionamiento del Tanque
198
6.7 Diseño del Perfil de las columnas
Para el diseño del perfil de las columnas se necesita los siguientes parámetros:
Figura 6.5. Perfil de la columna
PC = Carga Axial a la que se verá expuesta la columna (Kg)
LC = Longitud en la columna sin arriostre (m) = 1,50 m
W = Peso del Total (Kg)
n = Número de columnas
= A las Carga PW se le agrega la mayor de las cargas producidas por
el efecto de viento o sismo, la más desfavorable (Kg).
Para determinar PC, se hacen las consideraciones siguientes:
Se tomarán en cuenta las condiciones de carga normales, de operación o
prueba.
199
Se considerarán condiciones accidentales de viento o sismo, analizados
por separado y tomando el caso más desfavorable.
6.7.1 Cálculo de carga de viento
Para la determinación de la carga por viento, se considera que los
efectos del viento serán soportados por dos soportes, según se
muestra en la figura siguiente:
Figura 6.6. Reacciones para las cargas de viento.
LC
L/2
h
Fv
RVBX
RVBY
RVAX
RVAY
B A
b = Dext
LC
L
h = L/2 + Lc
200
Tenemos los siguientes parámetros:
RVAX, RVBX = Reacciones horizontales debidas al viento en las
columnas A y B (Kg)
RVAY, RVBY = Reacciones verticales debidas al viento en las columnas
A y B (Kg)
b = Distancia entre columnas, en este caso b = Dext (m).
PV = Presión del viento (Kg/m2)
FV = Presión del viento (Kg/m2)
At = Área transversal del recipiente (m2)
Cp = Coeficiente de Presión (Ver Anexo 42)
Cr = Coeficiente de Ráfaga (Porque la estructura no es mayor a 60 m)
q = Presión dinámica (Kg/m2)
v = velocidad del viento (Km/h) (Ver Anexo 42)
Nota: En ningún caso se tomará presiones dinámicas menores de q =
15 Kg/m2.
Además se necesita las siguientes fórmulas:
201
Luego:
V = 45 Km/h
Cp = 1,90
Cr = 1
Calculando “q”:
Como es menor que el valor de 15 Kg/m2, entonces se tomará este
último valor.
Luego calculando el “At”:
202
Área Cabezal Toriesférico = Dext (hcabezal + t) = 1,324 x (0,253 + 0,006)
= 0,34 m2
Área Fondo Toriesférico = Dext (hfondo + t) = 1,324 x (0,260 + 0,008) =
0,35 m2
Entonces:
Finalmente:
Además tenemos que:
L = 2,457 m
LC = 1,50 m
b = Dext = 1,324 m
h = 2,7285 m
203
En el punto “B”
RVAY x 1,324 = 112,29 x 2,7285
RVAY = 231,41 Kg
En el punto “A”
RVBY x 1,324 = 112,29 x 2,7285
RVBY = 231,41 Kg
Suma de fuerzas horizontales = RVAX + RVBX = 112,29 Kg
RVAX = 56,15 Kg
RVBX = 56,15 Kg
6.7.2 Cálculo de Carga de Sismo
Se considera que los efectos del sismo serán soportados por dos
piernas, según se muestra en la figura siguiente:
204
Figura 6.7. Reacciones para Carga de Sismo.
Tenemos los siguientes parámetros:
V = FS = Carga originada por sismo (Kg)
hS = Altura a la línea de acción de H (m); donde hS = 2/3L + LC
205
RSAX, RSBX = Reacciones horizontales debidas al sismo en las
columnas A y B (Kg)
RSAY, RSBY = Reacciones verticales debidas al sismo en las columnas
A y B (Kg)
b = Distancia entre columnas, en este caso b = Dext (m).
Z = Factor de zonificación sísmica (Ver Anexo 44)
U = Factor de uso e importancia (Ver Anexo 45)
C1 = Coeficiente Sísmico (Ver Anexo 46)
P = Peso del recipiente en condiciones en operación (Kg)
Datos:
Z = 0,4
U = 1,5
C1 = 0,9
P = 4 890 Kg
Utilizamos la fórmula de la carga sísmica:
Finalmente:
206
Además tenemos que:
L = 2,457 m
LC = 1,50 m
b = Dext = 1,324 m
hS = 3,138 m
2/3L = 1,638 m
En el punto “B”
RSAY x 1,324 = 2 646 x 3,138
RSAY = 6 258,46 Kg
En el punto “A”
RSBY x 1,324 = 2640,60 x 3,138
RVBY = 6 258,46 Kg
Suma de fuerzas horizontales = RSAX + RSBX = 2 640,6 Kg
RVAX = 1 320,30 Kg
RVBX = 1 320,30 Kg
207
6.7.3 Análisis de Cargas
Conocidas las condiciones de carga, tanto las normales de operación o
prueba, como las condiciones accidentales (Viento ó Sismo), se hace
una combinación de las mismas, tomando las más desfavorables, ya
sea de viento o de sismo y de operación o prueba.
Figura 6.8. Resumen de reacciones de acuerdo a las condiciones
de operación.
208
Tenemos:
PC = Carga Axial de las columnas (Kg)
n = Número de columnas
6.8 Selección del perfil de las columnas
Para la selección del perfil analizaremos la columna “A”:
Figura 6.9. Analizamos la columna A.
Para PC = 1 225 + 6 258,46 = 7 483,46 Kg
Seleccionamos un perfil: W4” x 13#. (Anexo 47)
209
Material: SA-36
σy = 2 549 Kg/cm2
E = 2,10 x 106 Kg/cm2
L = longitud de la columna sin arriostrar = 1,50 m
d = 101,60 mm
b = 101,60 mm
tw = 7,11 mm
tf = 8,76 mm
ry = 25,40 mm
rx = 43,69 mm
Iy-y = 160,67 cm4
Ix-x = 14,36 cm4
Ap = 24,71 cm4
210
Figura 6.10. Perfil de columna.
Para hallar la longitud efectiva de la columna se debe ver las condiciones de
sujeción.
Tabla 6.1. Condiciones de Sujeción.
CONDICIONES DE SUJECIÓN N= coeficiente para
multiplicar por Pcrit del
caso fundamental
Le = Long.
efectiva
Ambos extremos empotrados 4 0,50 L
Un extremo empotrado y el otro
articulado
2 0,70 L
Ambos extremos articulados 1 L
Un extremo empotrado y el otro libre 0,25 2 L
211
Luego:
Le = 2L = 2 x 1,50 = 3 m = 3 000 mm
Reemplazando valores tenemos que:
CC = 127,52
Para Le/r < CC, el AISC especifica la fórmula parabólica:
Donde el Factor de seguridad, FS, está dado por:
Reemplazando datos tenemos:
FS = 2,11
212
Luego hallamos σC:
σC = 689,88 Kg/cm2
σC = Esfuerzo de compresión (Kg/cm2)
PC = Carga Axial (Kg)
Ap = Área de las sección transversal del perfil (cm4)
6.9 Cálculo de la placa de apoyo de columnas
Las planchas de apoyo para columnas tienen por objeto repartir la carga de la
columna en un área suficiente de apoyo sobre el concreto armado para prevenir
el aplastamiento del mismo; así mismo sirve para anclar la columna mediante
pernos.
Figura 6.11
213
El diseño de la placa envuelve varias consideraciones:
El área de la plancha de base depende de la resistencia del concreto
El espesor de la plancha es controlado por la resistencia en flexión de la
misma. Cuando las dimensiones de la plancha B y N son relativamente
grandes con relación a las dimensiones exteriores del perfil b y d, existe el
enfoque tradicional de diseñar la plancha con voladizos m y n
uniformemente cargados.
El AISC-LRFD establece para el concreto, en su sección D-J9 que:
φC Pp ≥ Pu
Si el área del apoyo de concreto está cubierta completamente por la
plancha:
Pp = 0,85 f’CA1
Si el área de la plancha A1 es menor que la superficie de concreto sobre la
que descansa, A2, que sea geométricamente similar y concéntricamente
cargada:
Pp = 0,85 f’CA1
214
Donde:
φC = 0,60 para el concreto.
f’C = Resistencia del concreto = 210 Kg/cm2
Pp = Resistencia nominal del concreto contra el aplastamiento de la
plancha.
A1 = Área de la plancha
A2 = Área del pedestal o zapata
a) Determinación de la carga Pu:
Pu = PC = 7 483,46 kg
b) Determinación de la plancha de apoyo:
Hallamos A1:
Tomaremos como valores para B y N:
B = 200 mm
N = 200 mm
A2 = 400 cm2
215
c) Determinar si el área es adecuada:
Tenemos que:
φC Pp ≥ Pu
Reemplazando los datos en la siguiente fórmula:
Pp = 0,85 f’CA1
Pp = 0,85 x 210 x 61,87
Pp =28 080,72 kg
Luego:
Pu ≤ 0,60 x 28 080,72 = 16 817,23 Kg … OK
Por lo tanto:
b = 4” = 10,16 cm
d = 4” = 10,16 cm
0,95d = 9,65 cm
n = (B - 0,80b) /2 = (20 – 0,80 x 10,16)/2 = 5,94 cm
m = (N – 0,95d)/2 = (20 – 0,95 x 10,16)/2 = 5,17 cm
216
d) Cálculo del espesor de la plancha:
Para hallar el espesor de la plancha base se debe seleccionar el mayor
valor de m ó n, el cual controlará el espesor “t” de la plancha.
Parámetros:
φb = 0,90
Fy = 2 530 Kg/cm2
Por lo tanto:
Finalmente utilizaremos plancha de 9 mm.
6.10 Cálculo de los Pernos de Anclaje
Para el tipo de Perno de anclaje se recomienda siempre que sea de Acero A36
ó A307 y cuyo detalle se da en la figura 6.12, se debe cumplir con los siguientes
requerimientos, para que sean confiables:
217
Figura 6.12. Distribución de perno de anclaje.
Concreto con resistencia f’C ≥ 210 Kg/cm2.
La distancia entre los mismos no deben ser menor a 15d, para evitar la
interferencia entre los conos de arrancamiento de los pernos de anclaje en
tracción.
La distancia al borde cercano de la cimentación (m), perpendicular a la
dirección del corte, cuando se emplean llaves de corte, será mayor a 12d.
Para no recortar el cono de arrancamiento que se opone a la fuerza de
tracción del perno, la distancia al borde más cercano de la cimentación, no
será menor a 5d ni 10 cm.
Si se cumple con todo lo anterior, la longitud de anclaje del perno puede
ser: Ld = 12d
Tenemos:
Pu = 7 483,46 / 4 = 1 870,87 Kg
Usando 04 pernos de 3/8” – A307
Diámetro del perno = 0,9 cm
L m
bord
e
Hu
Perno
218
Debe verificarse el estado límite por Fluencia:
φRn = 0,90 x 0,9 x 2530 = 2 049,30 kg
φRn = 2049,30 kg > 1 556,52 kg … OK
Debe verificarse el estado límite por fractura en la zona roscada:
φRn = 0,75 x 0,75 x 0,9 x 4080 = 2 065,50 kg
φRn = 2 065,50 … OK
Distancia entre pernos: 15 x 0,9 = 13,50 cm
Longitud del perno: 12 x 0,9 = 10,80 cm
Por lo tanto las distancias entre pernos será de 140 mm x 140 mm y la longitud
del perno será de 150 mm.
6.11 Carga crítica
Sólo para soportar los cálculos realizados, realizamos el cálculo de la carga
crítica de la columna por medio de la ecuación de Euler, tenemos que:
Pcr = Carga Crítica (Kg)
219
CAPITULO VII
COSTOS
7.1 Costo de Fabricación del Recipiente a Presión
Los costos de fabricación se han realizado por la división de los costos del
tanque inoxidable, del enchaquetado de acero al carbono, eje inoxidable,
rodetes y accesorios para el tanque vertical a presión. Cada uno de los
elementos del tanque se han estimado en dólares americanos.
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
1. American Society of Mechanical Engineering, Boiler and Pressure Vessel Code an
International Code VIII Division 1 – Edición 2002.
2. American Society of Mechanical Engineering, ASME B16.5-1996Pipe Flanges and
Flaged Fittings - Edición 1998.
3. American Society of Mechanical Engineering, ASME B31.3-2004 Process Piping -
Edición 2002.
4. Operaciones Unitarias en Ingeniería Química. Cuarta Edición. Mc Cabe – Edición
1991.
5. Proceso de Transporte y Operaciones Unitarias. Tercera Edición. C. J. Geankoplis
– Edición 1998.
6. Diseño de Elementos de Máquinas I. Segunda Edición. Fortunato Alva Dávila.
Primera Edición 2002.
7. Diseño de Elementos de Máquinas II. Segunda Edición. Fortunato Alva Dávila.
Edición 2002.
8. Diseño de Elementos de Máquinas. Cuarta Edición. V. M. Faires.
9. ASME Boiler and Pressure Vessel Code an International Code II Part D. Edición
2003.
10. Diseño en ingeniería Mecánica. Tercera Edición. Joseph Edward Shigley.
11. Manual de Recipientes a Presión Diseño y Cálculo. Eugene F. Megyesy. Primera
Edición 1989.
12. Diseño y Cálculo de Recipiente a Presión. Ing. Juan Manuel León Estrada. Edición
2001.
227
13. Procesos de Transferencia de Calor. Trigésima Primera Reimpresión. Donald Q.
Kern – Edición 1999.
14. Fundamentos de Transferencia de Calor. Frank P. Incropera y David P. De Witt.
Cuarta Edición.
15. Opciones para la Producción y uso del Biodiesel en el Perú. Paula Castro, Javier
Coello, Liliana Castillo. Primera Edición 2007.
16. Biodiesel Production Technology. J. Van Gerpen, B. Shanks and R. Pruszko.
Edición 2004.
17. Biocarburantes líquidos: Biodiesel y bioetanol. Juan Manuel García Camús y José
Ángel Garda Laborda. Edición 2006.
18. Manual del Ingeniero Mecánico. Marks. Tercera Edición.
19. Manual del Ingeniero Químico. Perry. Sexta Edición.
20. Diseño Estructural en Acero. Luis F. Zapata Baglietto. Segunda Edición 2002.
21. Resistencia de Materiales. Andrew Pytel y Ferdinand L. Singer. Cuarta Edición
1994.
22. Catálogo de Motorreductores, Sumitomo Drive Technologies, Cyclo 6000.
23. Catálogo de acoplamientos Elásticos Tipo A. Gummi.
24. Chemical Engineering Design Volume 6. Coulson & Richardson’s. Fourth Edition
2005.
25. Notas sobre la norma de diseño sismoresistente NTE-030. Carlos Zavala.