SELECCIÓN DE MATERIALES PARA LA CONSTRUCCIÓN DEL REACTOR DE ESTERIFICACION EN LA PRODUCCIÓN DE ÁCIDO LÁCTICO

Paola López, Luisa Fernanda López, Diana Maritza Vásquez, Franky Esteban Bedoya

Ingeniería de los Materiales, Facultad de Ingeniería, Universidad de Antioquia

Medellín, entregado 8/09/2007

1. RESUMEN En el siguiente trabajo se presenta el diseño de un reactor CSTR con sistema de burbujeo utilizado para la producción de ácido láctico mediante un proceso biotecnológico, en el cual se utiliza como materia prima sustancias como lactato de amonio, etanol, agua, fosfato de amonio, lactato de etilo y dióxido de carbono, siendo compatibles con materiales como el acero 316L y el Teflón®. Se seleccionaron bombas, accesorios, compresor y tuberías teniendo en cuenta las condiciones de diseño. ABSTRAC In the present work the design of a reactor CSTR with system of bubbling used for the lactic acid production by means of a biotechnological process is exposed, in which it is used like raw material substances like lactate of ammonium, ethanol, water, phosphate of ammonium, ethyl lactate and carbon dioxide, these substances are compatible with materials like the steel 316L and Teflon®. Pumps, accessories, compressor and pipes were selected considering the conditions of design. Palabras claves: Producción, Ácido Láctico, Esterificación, Reactor, Corrosión.

2. INTRODUCCIÓN En el presente trabajo se describirá el procedimiento para el diseño de un reactor sometido a presión interna con los materiales Acero Inoxidable 316L y PTFE (Teflón®). Se diseñó principalmente bajo la norma ASME.

3. CONDICIONES DE OPERACIÓN Y DISEÑO

3.1 Condiciones de operación[1]

FCT 302150

psiatmP 80.73450 339.22 mV

Las condiciones de cada flujo, de entrada y salida, se encuentran especificadas en la primera asignación.

3.2 Condiciones de diseño La temperatura de diseño se calculo según [2], se toma el valor más alto de temperatura:

FFFT

FFTT

Dis

Dis

35250302

2.332302*1.11.1

Se toma esta última temperatura de diseño y se verifica según las estipulaciones de la norma ASME, esta temperatura debe estar entre -20°F y 650°F [3], por lo tanto esta temperatura de diseño es correcta. Se recomienda usar las condiciones más severas a las que se encuentra sometido el reactor, es decir, tomar la presión más alta [4], además es recomendable usar como para el diseño una presión mayor al de operación, esto se satisface utilizando una presión de 30 psi o 10% más que la presión de operación [5], se toma la mayor:

psipsiP

psipsipsiP

Dis

Dis

28.80880.734*1.1

8.7643080.734

Tomamos el último resultado como la presión de diseño. En este caso se desprecia la presión hidrostática (cálculo posterior) ya que esta es muy pequeña en comparación con la presión ejercida por el gas.

4. PERMITANCIA POR CORROSION Y VIDA ÚTIL

Según los datos de corrosión, encontrados en la asignación anterior, El PTFE es compatible con el ácido láctico, dióxido de carbono, fosfato de amonio y amoniaco, se observa, entonces, que la corrosión de este material es prácticamente nula, incluso a las condiciones de presión y temperatura del sistema. Para el Acero Inoxidable 316L se obtiene en total una corrosión menor a 20mpy, el cual es relativamente bajo, por esta razón no se hace necesario en ninguno de los dos materiales un recubrimiento, pintura o inhibidor. Para el PTFE se toma una permitancia por corrosión de 1/16in, mientras que para el acero de 0.2in, según el siguiente cálculo:

inañosaño

inañosmpyPerm 2.010*

1000

2010*20

La vida deseada de un recipiente es una cuestión económica. Los recipientes principales o mayores se diseñan para una vida larga de servicio (15 a 20 años), mientras que los secundarios para periodos de 8 a 10 años [6]. El reactor de esterificación es considerado principal en el proceso, sin embargo, debido las altas presiones y temperaturas se diseña para una vida útil de 10 años.

5. TIPO DE RECIPIENTE Y TAPAS Se eligió un recipiente de forma cilíndrica vertical debido a que es necesario el burbujeo en la unidad de reacción, y esta geometría permite una mayor dispersión del dióxido de carbono en la solución líquida. Debido a las altas presiones (808.28 psi) se recomienda usar tapas hemisféricas. El recipiente se ubicará en un lugar con bastante espacio vertical debido a su gran altura (calculada más adelante).

5.1 Relación L/D Para un reactor con burbujeador se aconsejan altas relaciones L/D, se tomara una relación L/D = 11.2 como recomendación del articulo [7]. Para obtener las dimensiones del reactor procedemos de la siguiente forma:

2.11D

L

DL 2.11 , 33 70.79039.22 ftmV

Tapascilindro VVV (1)

Como hay dos tapas hemisféricas, se aproxima el volumen total de ambas a una esfera.

LDVcilindro2

4

(2), tapasesfera VDV 3

6

(3)

33332 32.96

2.11464

DDDDLDV

inftftV

D 73.52394.432.9

7.790

32.93

3

3

Este diámetro sería el diámetro interno de la tapa esférica, pero debido a que estas no se encuentran a la medida se aproximó al diámetro interno nominal superior:

inD 54 [8] Como se busca conservar el mismo volumen del reactor, se procede a recalcular la longitud del cilindro:

32

6

1

4DLDV

mftft

ftft

D

DVL 24.14716.46

)12/54(4

)12/54(6/17.790

4

6

1

2

33

2

3

inftL 59.560716.46 (Longitud cilindro)

inD 54 (Diámetro nominal tapas y cilindro) inr 27

Recalculamos L/D para verificar que esta sea alta, tal como debe ser para una torre con burbujeo:

38.1054

59.560

in

in

D

L

5.2 Presión hidrostática

La máxima presión hidrostática se calcula en el fondo del cilindro, debido a que allí se presenta el mayor riesgo de ruptura, a diferencia de la cabeza hemisférica del fondo la cual no presenta tanto riesgo debido a su geometría.

ghPH (4) De los datos obtenidos a partir del ProII (Anexo C, primera asignación) a las condiciones del reactor y concentraciones de cada compuesto en el sistema, tenemos:

Densidad del líquido 3/551.767 mkg

Caudal Líquido hr

mQL

3

757.3

Caudal Vapor hr

mQV

3

507.17

La altura del líquido se estimó de acuerdo al porcentaje en volumen del líquido en el reactor:

LV

L

QQ

QLh

(5)

mhrm

hrmmh 516.2

/)757.3507.17(

/757.324.14

3

3

psikPams

m

m

kgPH 748.2950.18516.28.9551.768

23

Es acertada entonces la suposición inicial de no tener en cuenta la presión hidrostática ya que es muy pequeña comparada con la presión total que ejerce el gas en el recipiente.

5.3 Juntas Se utilizarán juntas tipo (1) según la tabla UW-12 con radiografía total, por lo tanto E = 1[9]. Las juntas se realizan a tope por doble cordón de soldadura o por otro medio con el que se obtenga la misma calidad del metal de soldadura depositada sobre las superficies interior y exterior de la pieza. Si se emplea placa de respaldo, debe quitarse ésta después de terminar la soldadura [9]. El acero 316L permite soldadura y es aconsejable debido a la alta presión que se maneja. Para el teflón se va a usar un acero A-210 como recubrimiento que proporcione buenas propiedades mecánicas al recipiente (demostrado más adelante), este acero también es fácil soldable. Las tapas serán soldadas al cilindro utilizando soldadura autógena debido a que, como se verá más adelante, el espesor de las tapas es menor al del cilindro. [9]

5.4 Espesor de diseño y nominal

Se calculó el espesor de diseño según las normas ASME (UG-27) para cilindros sometidos a presión interna y ASME (UG-32) para tapas esféricas. El espesor nominal debe ser mayor que la calculada con estas ecuaciones [10]. El procedimiento se describe solo para el primer cálculo. Descripción de las variables: S: Máxima esfuerzo permitido, psi [11] t: mínimo espesor requerido

R: Radio interno del cilindro. E: Eficiencia de junta L: Radio de la esfera (tapa).

5.4.1 Acero inoxidable 316L Espesor ASME para cilindros:

psiS 16180

inR 27 psiP 28.808

1E Espesor para esfuerzo circunferencial:

PSE

PRt

6.0 (6)

int 3904.128.808*6.01*16180

27*28.808

Además se cumple que: psiSEP 3.6229385.0 Espesor para esfuerzo longitudinal:

PSE

PRt

4.02 (7)

int 6677.028.808*4.01*16180*2

27*28.808

Se cumple que: psiSEP 2022525.1 Para el espesor de diseño se toma el mayor, en este caso el circunferencial. Espesor ASME para las tapas:

PSE

PLt

2.02 (8)

int 6778.028.808*2.01*16180*2

27*28.808

Se cumple que: psiSEP 10760665.0 y

inLt 612.9356.0 Margen por corrosión Para la permitancia de corrosión a 10 años se calculó un sobre-espesor de 0.2 in. Por lo tanto los espesores de diseño son los siguientes: Cilindro t = 1.5904 in Tapas t = 0.8778in

5.4.2 Teflón

psiS 3000 [12] Espesor para esfuerzo circunferencial (cilindro):

8.877int Espesor para esfuerzo longitudinal (cilindro):

int 3.651 Podemos apreciar que la utilización de Teflón o PTFE necesitaría un espesor de pared cilíndrica muy alto, cerca de 9 in, es por esto que se utilizara como material de refuerzo externo al reactor Acero al carbón ASTM A-210, debido a su bajo precio [13] y relativa buena maquinabilidad. Se utilizara entonces una capa interna de 1/16” de Teflón para resistir la corrosión de las sustancias contenidas en el reactor, especialmente el ácido láctico. Este espesor, tan solo de 0.159 cm se despreciara en los cálculos al utilizar el A-210 como refuerzo externo.

5.4.3 Acero al carbón ASTM A-210

psiS 17100 Espesores ASME para cilindro: Espesor para esfuerzo circunferencial:

1.3135int Espesor para esfuerzo longitudinal:

int 0.6321 Espesor para las tapas:

int 0.6411 Margen por corrosión Debido a que el acero al carbón A-210 está recubierto por teflón, el cual es compatible con el ácido láctico, dióxido de carbono, amoníaco y fosfato de amonio, no se presenta corrosión en el metal. Sin embargo se tomará una corrosión de 1/16” para los diez años de vida útil en el reactor [14]. Los espesores de diseño son los siguientes. Cilindro t = 1.3755 in Tapas t = 0.7036 in

5.4.4 Espesores nominales

Los espesores nominales para las tapas se hallaron aproximando el espesor de diseño al nominal mas cercano desde arriba [15], para el espesor de las

placas usadas en la fabricación del cilindro se usó el espesor nominal mas cercano desde arriba dado por el proveedor. Material Cilindro Tapas D (in) tnom (in) D(in) tnom (in)316L 54 1 5/8 54 1 A-210 54 1 1/2 54 3/4

Tabla 1. Diámetros nominales

5.5 Diagrama de la distribución física de las

láminas El acero inoxidable 316L y el acero al carbón A-210 son suministrados por la empresa Metales y Perfiles (Envigado), los cuales proveen placas hasta de 1.20m x 2.40m [13], ó 47.24 in x 94.48 in, para los espesores indicados anteriormente. El área total del cilindro está dado por:

DLA (9) 285.9510159.560*54* inininA

Para el cilindro se necesita una placa con la siguiente área y dimensiones: Fig. 1. Bosquejo área total cilindro

Se redistribuyen las placas de tal forma que se desplacen circunferencialmente una sobre otra, permitiendo una mayor deslocalización de esfuerzos sobre las soldaduras.

560.59in

169.65 in

Fig. 2. Distribución de placas para el cilindro (Escala 1cm = 50in)

6. CÁLCULO DE PRESIÓN EXTERNA

El cálculo de la presión externa que puede soportar el reactor se hizo de acuerdo al ASME UG-28 [16], y utilizando las tablas [17] y graficas [18] descritas en el procedimiento para el cálculo de las variables A y B respectivamente. Las variables Usadas son las siguientes: A: Factor determinado por la fig. G. B: Factor determinado según las figuras HA-2 para 316L y CS-2 para aceros al carbón, Se lee con A, Temperatura y material. L: Longitud del cilindro, determinada por la línea circunferencial de la cabeza (1/3 del la profundidad de la cabeza), figura UG-28. t: Espesor del cilindro o tapa. Do: Diámetro externo del cilindro. Ro: Radio externo de la tapa esférica.

Se mostrará el algoritmo para el material 316L. Y se obtendrán de la misma forma valores para el acero al carbón A-210.

6.1 Acero inoxidable 316L

6.1.1 Calculo presión externa para el cilindro

32

rLL Cilindro (10)

inininL 59.578273

259.560

int 625.1 inininDo 25.572*625.154

11.1025.57

59.578

in

in

D

L

o

(11)

23.35625.1

25.57

in

in

t

Do (12)

Leyendo en la figura G, Sección II subparte D Valor de A interpolado para estos datos: Do/t : L/Do 10 50 30 0.125*10-2 0.122*10-2 40 0.708*10-3 0.688*10-3 Tabla 2. Datos de A para interpolar

0.000965A

Para una temperatura de T = 352ºF Leyendo en la grafica para 316L sección II subparte D.

9006B La presión máxima externa que puede soportar el cilindro del recipiente se calcula con la siguiente correlación:

)/(3

4

tD

BP

oa (13)

atmpsiPa 77.1714.26123.35*3

6900*4

6.1.2 Calculo presión externa para la tapa

hemisférica

int 1 inininRo 28127

40.95in

37.585in

94.48in 75.17in

47.24in

281

28

in

in

t

Ro (14)

A se calcula según la siguiente correlación:

00446.0/

125.0

tRA

o

(15)

Para una temperatura de T = 352ºF Leyendo en la grafica para 316L sección II subparte D

9000B La presión máxima externa que puede soportar la tapa hemisférica del recipiente se calcula con la siguiente correlación:

tR

BP

oa / (16)

atmpsiPa 87.2143.32128

9000

6.2 Acero al carbón ASTM A-210

6.2.1 Calculo presión externa para el cilindro

inL 59.578

int 5.1 inininDo 572*5.154

17.10oD

L, 38

t

Do

Interpolando calculamos: 0.0008163A Leyendo en la grafica para Carbon Steel sección II subparte D

8009B La presión máxima externa que puede soportar el cilindro del recipiente se calcula con la ecuación (13)

atmpsitD

BP

oa 4.2386.43

)/(3

4

6.2.2 Calculo presión externa para la tapa

hemisférica

int 4/3 inininRo 75.274/327

374/3

75.27

in

in

t

Ro

003378.0/

125.0

tRA

o

Leyendo en la grafica para Carbon Steel sección II subparte D:

15500B La presión máxima externa que puede soportar la tapa hemisférica del recipiente se calcula con la ecuación (16):

atmpsitR

BP

oa 51.2892.418

/

7. ESPECIFICACIÒN COMPLETA DE

SISTEMA DE AGITACIÓN Y CALENTAMIENTO.

El sistema utilizado cuenta con una columna de burbujeo de dióxido de carbono, gas que permite la agitación y a su vez el calentamiento debido a que entra al reactor a alta presión (50 atm) proporcionada por un compresor y también a alta temperatura (150ºC), actuando además en la reacción como catalizador. El CO2 entra con un flujo de 1347.03 kg/hr En reactor con burbujeo, el gas se dispersa en la fase líquida bajo la forma de pequeño burbujas que proporcionan altas áreas de contacto; la transferencia total ocurre durante la formación de la burbuja y también durante subida de la burbuja. [19]. Si el diámetro del tanque es pequeño, el burbujeador, localizado en el fondo del tanque, puede ser un simple tubo abierto a través del cual el gas llegue hasta el líquido. Cuando el gas está disperso como burbujas, el gas y el líquido pueden ponerse convenientemente en contacto en tanques agitados, siempre y cuando no sean necesarios los efectos de contracorriente. En particular, este es el caso cuando se requiere una reacción química entre el gas disuelto y un componente del líquido. Para tanques con diámetros mayores de aproximadamente 0.3 m, es mejor utilizar varios orificios para introducir el gas y asegurar una mejor distribución del mismo. En ese caso, los orificios pueden ser agujeros de 1.5 a 3 mm (1/16 a 1/4 in) de diámetro, hechos en una tubería de distribución colocada horizontalmente en el fondo del tanque. No se ha estandarizado la profundidad del líquido; así, tanques muy profundos, de 15 m (50 ft) o más, pueden resultar muy

ventajosos a pesar del gran trabajo de compresión requerido por el gas [19]. También pueden utilizarse platos porosos hechos de cerámica, plástico o metales sintetizados; sin embargo, debido a la fineza de sus poros, dichos platos se tapan con mayor facilidad con los sólidos que puedan estar presentes en el gas o en el líquido. El proceso no presenta esta dificultad por lo que se usara el plato poroso. Lo ideal sería usar placas con poros pequeños para aumentar el área interfacial para facilitar la transferencia desde la fase gaseosa a la líquida [20]. Esta placa porosa se puede fabricar con material cerámico de una densidad relativa de 96%. El tamaño del orificio puede variar entre 0.005” y 0.050”, y el espaciamiento de dicho orificio es entre 0.25” y 5.00” para reducir al mínimo tamaño de la burbuja y maximizar la dispersión [21].

Fig. 3. Placa perforada para el burbujeador

8. TUBERÍAS

Las aberturas del reactor se eligieron circulares según ASME UG-36 (a). Para el cilindro: Las aberturas no pueden exceder un medio del diámetro del cilindro: (0.6695m, 26.36 in) Ni exceder 20 in. Para las tapas: No hay limitaciones. En el criterio para la selección del material de las tuberías predomina los costos y la compatibilidad con las sustancias, fue por esto que se escoge el acero 316, el cual es relativamente económico y soporta muy bien la corrosión producida por las sustancias de trabajo. Para el cálculo del diámetro óptimo utilizaron datos tabulados donde se da la velocidad óptima para una densidad determinada [22], cumpliéndose para flujos turbulentos y para tuberías de acero tipo “pipe” caso que es adecuado. Cada tubería lleva flujos de sustancias a diferentes composiciones y condiciones (Tabla 2 y anexo A2, Asignación 1), para calcular la densidad promedio, se utiliza PROII. Con la densidad y aproximando los

datos tabulados a una línea recta, se hallan las velocidades óptimas para cada una de las entradas y las salidas; se calcula, entonces, el valor del diámetro óptimo con ayuda de las siguientes ecuaciones:

A

QV

(17)

2

4DA

(18) V

QD

4

(19)

Donde Q es el flujo volumétrico para cada salida o entrada, A el área interna de la tubería y D su diámetro correspondiente. El espesor de las tuberías se calcula de la misma forma que para un cilindro a presión interna, tomando S = 16180 psi, para el acero 316L, y cambiando R de acuerdo al diámetro obtenido para cada tubo. Se tuvo en cuenta la corrosión generada en 10 años, esta se generaliza a 0.2 in, tal y como se indico en la permitancia por corrosión.

De manera que se obtienen los siguientes resultados después de realizar las debidas conversiones: Flujo Flujo másico

(kg/h) Densidad (kg/m3)

Velopt (ft/s)

Dop (in)

Espesor (in)

43 2184.9 1018.751 5.9 0.8086 0.2208

45 498.46 797.95 6.2 0.4257 0.2109

46 1347 69.010673 16.045 1.4793 0.2381

47 1544.6 57.229933 16.81 1.6994 0.2438

48 23.83 1007.32 5.92 0.0848 0.2022

53 2500.62 1.44102 43.33 8.4877 0.2155

Tabla 3. Diámetros, velocidades y espesores óptimos para tuberías

Los diámetros óptimos se aproximan al diámetro nominal mayor más cercano. Los diámetros nominales se obtienen de [23]. Flujo Dnominal Cedula Designación

Peso Di (in) Do (in) Espesor

(in)

43 1 ¼ 80 Doble 0.896 1.660 0.382

45 ¾ 80 Doble 0.434 1.050 0.308

46 2 80 Doble 1,503 2.375 0.436

47 2 ½ 80 Doble 1.77 2.875 0.552

48 ½ 80 Doble 0.252 0.840 0.294

53 10 80 Ref 9.75 10.750 0.5

Tabla 4. Diámetros, velocidades y espesores nominales para tuberías

9. ACCESORIOS Y DEMÁS

DISPOSITIVOS EXTERNOS AL REACTOR

Para la selección de los accesorios necesarios para el diseño del reactor, se determinaron las clases de accesorios adecuados según cada necesidad comparando las ventajas y desventajas de las posibles alternativas de cada tipo de estos.

Para aceros 316L se recomienda utilizar accesorios soldables debido a la alta presión que se maneja en el reactor y las tuberías. Para más especificaciones sobre los accesorios ver Anexo F.

9.1 Codos Codos: Para los diámetros nominales de los flujos se encontraron codos de 90º [24] Flujo Dnominal B

43 1 ¼ 1.675 45 ¾ 1.065 46 2 2.426 47 2 ½ 2.906 48 ½ 0.855

53 10 10.750 Tabla 5. Diámetros nominal codos Fig. 4. Especificación codos

Para el flujo 53 se utiliza un codo unido con brida, no soldado, debido al tamaño del diámetro. Si desean mas detalles, remitirse a la referencia.

9.2 Bombas La bomba escogida es centrífuga debido a que son las bombas que más se aplican en la industria por razones como: son aparatos giratorios, no tienen órganos articulados y los mecanismo de acoplamiento son muy sencillos, la impulsión eléctrica del motor que la mueve es bastante sencilla, para una operación definida, el gasto es constante y no se requiere dispositivo regulador, el peso es muy pequeño y por lo tanto las cimentaciones también lo son y una razón también muy importante es que el mantenimiento de una bomba centrífuga sólo se reduce a renovar los empaques del presa-estopa y el número de elementos a cambiar es muy pequeño. [25] Se eligió “bomba centrífuga de acero 316 localización peligrosa” para los flujos 43 y 45, soporta altas presiones y temperaturas, además están fabricadas de acero inoxidable 316 por lo que tienen buena resistencia a la corrosión. Fabricadas para bombear químicos peligrosos y corrosivos, certificadas por la CSA. Soportan 250ªF [26]. Precio de U$1.003.64 (Especificaciones anexo F).

9.3 Compresor

Al escoger el compresor adecuado para el dióxido de carbono se tuvo en cuenta que la presión máxima que da al fluido estuviera en el rango de la presión que necesitamos la cual es 50 atm, el compresor es el 200DA-575/3, 575 voltios, 3 fases, manejo directo. Precio de US 34.750. [27]

9.4 Válvulas Para todas las tuberías fueron seleccionadas válvulas tipo globo, las características de diseño de este tipo de válvulas, las hacen especialmente apropiada para uso continuo en condiciones severas de servicio [28], son de vueltas múltiples, el cierre se logra por medio de un disco o tapón que cierra o corta el paso del fluido en un asiento que suele estar paralelo con la circulación en la tubería. La válvula es recomendada para:

Estrangulación o regulación de circulación. Para accionamiento frecuente. Para corte positivo de gases o aire. Cuando es aceptable cierta resistencia a la

circulación

Para el proceso se cubre su aplicación, puesto que es recomendable en general para manejar líquidos, gases, corrosivos; presentan algunas ventajas y desventajas tales como: Ventajas

Estrangulación eficiente con estiramiento o erosión mínimos del disco o asiento.

Carrera corta del disco y pocas vueltas para accionarlas, lo cual reduce el tiempo y desgaste en el vástago y el bonete.

Control preciso de la circulación. Disponible con orificios múltiples.

Desventajas Gran caída de presión. Costo relativo elevado.

Se recomienda agregar válvulas de cheque antes de cada bomba y compresor (flujo 45, 43 y 46) para evitar que el flujo avance en sentido contrario en caso de irregularidades en la presión, además para impedir que las bombas se queden sin agua.

9.5 Bridas Para la temperatura y presión de diseño (352°F y 808.28 psi) se recomiendan bridas nominales de 400lb de cuello soldable con una presión máxima de 860 psi [29]. Estas se utilizaran para conectar las salidas y entradas al reactor, al igual que en la conexión de las válvulas y tuberías. El diámetro nominal de las bridas se ajusta a la tubería a la que se encuentra unido y de esta forma podemos determinar la parte saliente de cada brida (400lb) [29]. Para la parte interna se recomienda una extensión para refuerzo, no utilizar la mínima longitud para soldar [29].

Flujo Dnominal Parte saliente

(in) 43 1 ¼ 6

45 ¾ 6

46 2 6

47 2 ½ 8

48 ½ 6

53 10 10 Tabla 6. Diámetro nominal y parte saliente para bridas

Fig. 5. Especificación parte saliente y entrada para bridas

Flujo Dnominal Parte

saliente (in) C E G H J

43 1 ¼ 6 2 5/8 1.66 2 ½ 5 ¼ 13/1

6

45 ¾ 6 2 ¼ 1.05 1 7/8 4

5/8 5/8

46 2 6 2 7/8 2.38 3 5/19 6 ½ 1

47 2 ½ 8 3 1/8 2.88 3

15/16 7 ½

1 1/8

48 ½ 6 2

1/16 0.84 1 ½ 3 ¾ 9/16

53 10 10 4 7/8 10.7

5 12 5/8

17 ½

2 1/8

Tabla 7. Especificaciones para bridas

Fig. 6. Especificación bridas.

9.6 Empaques Debido a las altas temperaturas que maneja el reactor y los compuestos orgánicos que son transportados por la tuberías, se recomiendan empaques de teflón (ESTILO 2400 - HOJA DE TEFLÓN (PTFE)) soporta hasta 1500 psi y 500°F o empaquetaduras de fibra sintética impregnadas con PTFE con similares propiedades [30].

9.7 Boquillas de inspección Son requeridas debido a la corrosión que se presenta dentro del cilindro. Se requiere mínimo un manhole ya que el cilindro tiene más de 36 in de diámetro [31]. Dos manhole de acero 316L de 20 in de diámetro nominal o abertura de área equivalente se colocarán cerca a la tapa de la base y en la parte superior del cilindro, se utilizaran bridas de 400lb con un cuello soldable de 12 in en parte saliente [29]. El cálculo del espesor de la boquilla se realiza de la misma forma que para tuberías y para el cilindro del reactor. Se tuvo en cuenta el sobre espesor para corrosión de 0.2 in. S = 16180 psi (acero 316L) Dnominal = 20 in Di ≈ 18 in (estimado) R = 9 in Calculamos el espesor: t = 0.6635 in Teniendo estos datos se escoge la siguiente tubería para la boquilla de la brida:

Dnominal Din(in) Espesor (in) 20 18.376 0.812

Tabla 8. Diámetro nominal, interno y espesor boquillas.

9.8 Válvulas de seguridad Los reactores pueden verse sometidos a presiones superiores a la de diseño, con el consiguiente riesgo de explosión, pudiendo causar graves como consecuencias tanto para las personas para las instalaciones cercanas. Para prevenir este riesgo se instalan en estos equipos válvulas de seguridad, que permitan por medio de la descarga del fluido contenido, aliviar el exceso de presión. Ese dispositivo empleado para evacuar el caudal de fluido necesario de tal forma que no se sobrepase la presión de timbre del elemento protegido [32]. Para evaluar que dispositivo de seguridad que se debe emplear nos basamos en el “Árbol de decisión para la selección de dispositivos de alivio de presión” anexo A. En la entrada no se tiene una elección completamente libre sin restricciones técnicas debido a las sustancias que se ven involucradas en el proceso. Se maneja una presión muy alta (50 atm) y se manejan sustancias como el CO2 que bajo estas condiciones generarían descargas muy fuertes. Además, algunas sustancias involucradas en el proceso son altamente corrosivas y tóxicas. Debido a esto es recomendable un disco de ruptura. Debido al montaje del proceso, a todos los dispositivos que involucra no solo la etapa de producción de ácido láctico, parar el proceso para la sustitución de un disco, o aceptar una pérdida de contenido después de la ruptura no sería recomendable, y teniendo en cuenta que el proceso es agresivo, el diseño involucra un disco de ruptura aguas arriba de la válvula de seguridad [33]. La ubicación de la válvula y del disco se muestra en el inciso b de la imagen que muestra el anexo B. Debido a que los dispositivos están en serie, se utilizará un disco abovedado invertido o compuesto. La presión máxima de estallido no deberá exceder la presión de diseño del sistema a proteger. El espacio entre el disco y la válvula de seguridad debería estar controlado para detectar cualquier aumento de presión debido a fugas en una u otra dirección. La entrada de la válvula de seguridad debería estar protegida contra restos de un disco roto [34]. La válvula de seguridad escogida esta indicada en “Stainless Steel Custom-Set Relief Valves”. Ofrecen presiones altas del sistema, alta resistencia a la corrosión, tanto el cuerpo como el resorte están fabricados con acero inoxidable 316 la compatibilidad química de sello de Viton. Se especifica la presión determinada, el tipo de líquido, y la temperatura máxima (hasta 450° F) Especificaciones en el anexo C [35].

El disco de ruptura es: Opti-Gard™, un disco de ruptura reverso avanzado que lleva ranuras de lado de venteo para ofrecer manejo preciso de ruptura y como una solución única para una amplia gama de presiones y medidas. Debido a su ratio de operación de 95% y su tolerancia de 3%, Opti-Gard™ ofrece las más exigentes características disponibles para liquido, gas o vapor. Características estándares incluyen: Un sistema de detección no invasor. Hastelloy, resistente a la corrosión, como material estándar y un diseño que asegura una instalación correcta. Las especificaciones se dan en el anexo D [36]. No se encontraron costos para este tipo de disco de ruptura por lo que se hizo un estimativo teniendo en cuenta los datos de proveedores para otros discos. Para más información remitirse al anexo E.

9.9 Instrumentos recomendados Para garantizar las condiciones seguras de operación del recipiente se equiparan con:

1. Instrumentos para la medición de la presión. 2. Accesorios de cierre. 3. Dispositivos de seguridad. 4. Indicadores de nivel de líquido. 5. Instrumentos para medir temperatura de la

sustancia de trabajo.

Los instrumentos para la medición de presión deben abarcar entre 1.5 y 4 veces la presión de operación, y su instalación se hará de acuerdo a la RESOLUCIÓN Nº 405 (DEL COMITÉ ESTATAL DE TRABAJO Y SEGURIDAD SOCIAL). El manómetro seleccionado es manómetro industrial de seguridad Bourdon-Haenni MEP5, de la serie 150. (Ver especificaciones en Anexo F). Los medidores de nivel son necesarios ya que permiten la detección de problemas con y posibilidades de autodiagnóstico, además de controlar el volumen del proceso ya que normalmente debe trabajar al 90% de su capacidad; reduciendo notablemente los costos de operación y mantenimiento. El medidor de nivel seleccionado es tipo by-pass de automatización fina, usado para recipientes presurizados [37]. Su ubicación será en la parte inferior. Finalmente el instrumento para medir la temperatura, de acuerda a nuestras necesidades el más adecuado es termómetro ASTRO (bimetalito modelo 50). (Ver especificaciones en Anexo F).

Los anteriores instrumentos se ubicaran a mano de los operarios para fácil lectura. Para el manhole y demás instrumentos en la parte superior se construirá una escalera fija con jaula en acero ASTM A-36, ésta se ubican de acuerdo a experiencia industrial suministrada [38]. Dada las dimensiones del tanque para efectos de seguridad se recomienda unas escalas circulares envolviendo el tanque con una plataforma arriba.

10. ANALISIS DE COSTOS Y ALTERNATIVAS

Los costos están especificados de los materiales y accesorios en general están reportados en el Anexo G. Costos de fabricación y mantenimiento: Mano obra Para la fabricación del reactor se supone una mano de obra de $13.000.000 y $10.000.000, esto incluye la instalación, para el 316Ly A210, la diferencia radica en los espesores y la dificultad de realizar la soldadura.

Costos de fabricación 316 L ($) A210+Teflon ($)

Mano de obra 13.000.000 10.000.000 Radiografía 17.500.000 17.500.000

Total ($) 30.500.000 27.500.000 Tabla 9. Costos de fabricación

Material

Acero Inoxidable

316 ($) Acero al carbón 210+Teflon ($)

Costo Material ( Costo Laminas + Costo soldadura )

633.721.000 88.505.840

Costo Fabricación 30.500.000 27.500.000

Costo Accesorios 115.677.616 115.677.616 Costo Mantenimiento

CAO(anual) 171.190.000 171.190.000

Valor de venta final 63.372.100 8.850.584

Vida útil (años) 10 10 Tabla 10. Costos para cada material

Se recomienda un valor del 10% del valor del reactor a los 10 años como valor de venta final sobre el costo del material. Análisis para escoger la mejor alternativa. La escogencia de la mejor alternativa se hará por medio del cálculo del CAUE (Costo Anual Uniforme

Equivalente), trabajando con una tasa de retorno del 14.2 %. [39]

CAOVSPCAUE (20) Con una tasa de retorno i = 14.2 %.

10.1 Acero 316L Para la ecuación (20): P = valor presente = (C. de Material + C. Fabricación + C. accesorios) = $779.898.616 VS = valor de salvamento = valor de venta final = $63.372.100 CAO = Costos Anuales Operación = $171.190.000 Las fórmulas que se utilizarán son [40]:

),,/(1)1(

)1(niPAP

i

iiPA

P

An

n

(21)

),,/(1)1(

niFAFi

iFA

F

An

(22)

Con i = tasa de retorno = 0.142 n = vida útil en años = 10

000.190.171$)10,142.0,/(100.372.63$

)10,142.0,/(6779.898.61$

FA

PACAUE

000.190.171$425.245.3$936.685.150$ CAUE

511.630.318$CAUE

10.2 Teflón con Acero al carbón A210 P = $231.683.456 VS = $8.850.584 CAO = $171.190.000

000.190.171$)10,142.0,/(584.850.8$

)10,142.0,/(6231.683.45$

FA

PACAUE

000.190.171$257.453$073.764.44$ CAUE

815.500.215$CAUE El material adecuado, para la fabricación del reactor CSTR en la producción de acido láctico, según la

factibilidad económica es el acero carbón 210 recubierto con teflón, ya que el valor presente neto es menor, lo que indica que es una buena opción a la hora de escoger el diseño más económico que cumpla con las necesidades y ofrezca una operación eficiente en términos de funcionamiento del equipo. Cabe anotar que la construcción del reactor con acero 316L sería excelente en el factor de corrosión pero su costo sería alrededor de cuatro veces el del acero al carbón 210.

11. BIBLIOGRAFÍA

[1] Asignación 1: “SELECCIÓN DE MATERIALES PARA LA CONSTRUCCIÓN DEL REACTOR DE ESTERIFICACION EN LA PRODUCCIÓN DE ÁCIDO LÁCTICO”

[2] ROGEL RAMIREZ, Alejandro. Elementos para el diseño de recipientes a presión. Universidad Nacional Autónoma de México, Facultad de Estudios Superiores. Zaragoza, 1999.

[3] ASME Boiler and Pressure Vessel Code. División 1. Sección VIII. PARTE UG-20. The American Society of Mechanical Engineer. 2001.

[4]ASME Boiler and Pressure Vessel Code. División 1. Sección VIII. PARTE UG-21. The American Society of Mechanical Engineer. 2001.

[5] MEGYESY E. F. Manual de Recipientes a Presión, Diseño y Calculo; Editorial Limusa S.A.,1992. Pag 15-16.

[6] MEGYESY E. F. Manual de Recipientes a Presión, Diseño y Calculo; Editorial Limusa S.A.,1992. Pag 191.

[7] Lu Han, Muthanna H. Al-Dahhan, Gas–liquid mass transfer in a high pressure bubble column reactor with different sparger designs, Chemical Engineering Science 62 (2007) 131 – 139.

[8] MEGYESY E. F. Manual de Recipientes a Presión, Diseño y Calculo; Editorial Limusa S.A.,1992. Pag 325.

[9] ASME Boiler and Pressure Vessel Code. División 1. Sección VIII. PARTE UW-12, Tabla UW-12. The American Society of Mechanical Engineer. 2001.

[10] ASME Boiler and Pressure Vessel Code. División 1. Sección VIII. PARTE UG-27. The American Society of Mechanical Engineer. 2001.

[11]ASME Boiler and Pressure Vessel Code. Sección II. PARTE D. The American Society of Mechanical Engineer. 2001.

[12] SEALCO, Sellados de fluídos. Productos Tefseal, Disponible en web : <http://www.cisealco.com/contenido/productos/teflon/teflon.htm> [Consulta: 1 Septiembre 2007]

[13] Metales y Perfiles (Envigado)

[14] MEGYESY E. F. Manual de Recipientes a Presión, Diseño y Calculo; Editorial Limusa S.A.,1992.

[15] MEGYESY E. F. Manual de Recipientes a Presión, Diseño y Calculo; Editorial Limusa S.A.,1992. Pag 326.

[16] ASME Boiler and Pressure Vessel Code. División 1. Sección VIII. PARTE UG-28. The American Society of Mechanical Engineer. 2001.

[17] ASME Boiler and Pressure Vessel Code. División 1. Sección II. PARTE D, Subparte 3, Fig G. The American Society of Mechanical Engineer. 2001.

[18] ASME Boiler and Pressure Vessel Code. División 1. Sección II. PARTE D, Subparte 3, Fig HA-2 y Fig CS-2. The American Society of Mechanical Engineer. 2001.

[19] TREYBAL E. Robert. Operaciones de transferencia de masa. Segunda edición. Editorial McGraw Hill. Página 157-158.

[20] G. VÁZQUEZ, M.A. CANCELA. Application of the Danckwerts method in a bubble column: Effects of surfactants on mass transfer coefficient and interfacial area. Chemical Engineering Journal 78 (2000) 13–19.

[21] MURATA, YUKITAKA (AICHI, JP), Gas dispersion plate and manufacturing method therefore, United States Patent 20070079934. Disponible en web: <http://www.freepatentsonline.com/20070079934.html> [Consulta: 3 Septiembre 2007]

[22] SIMPSON LARRY L. Sizing piping for Process Plants, Chemical Engineering Science Junio17(1968) 192-215

[23] MEGYESY E. F. Manual de Recipientes a Presión, Diseño y Calculo; Editorial Limusa S.A.,1992. Pag 314

[24] ASME B16.11 Forged Fittings, Socked-Welding and Threaded The American Society of Mechanical Engineer. 1996.

[25] Universidad Nacional Agraria La Molina de Perú, Curso Operaciones Unitarias Pesqueras. Disponible en web: <http://tarwi.lamolina.edu.pe/~dsa/TBombas.htm> [Consulta: 3 Septiembre 2007]

[26] McMaster-Carr, Current Order [Catalogo online], Disponible en web: www.mcmaster.com [Consulta: 1 Septiembre 2007]

[27] DAVEY COMPRESSOR COMPANY, Division de Jenny Products, Inc. Disponible en Web: <http://www.daveycompressor.com/dacpl2.pdf> [Consulta: 3 Septiembre 2007]

[28] CURT MILLER, Innovative safety valve selection techniques and data, Journal of Hazardous Materials 142 (2007) 685–688.

[29] MEGYESY E. F. Manual de Recipientes a Presión, Diseño y Calculo; Editorial Limusa S.A.,1992. Pag 28 y 104.

[30] ACCORD EMPAQUES, Seccion Empaques, Disponible en web: <http://www.accordintl.com/empaques.html> [Consulta: 1 Septiembre 2007]

[31] ASME Boiler and Pressure Vessel Code. División 1. Sección VIII. PARTE UG-46. The American Society of Mechanical Engineer. 2001.

[32] Ministerio de trabajo y asuntos sociales (España), Sección Instituto Nacional de Seguridad e Higiene, Válvulas de seguridad: Características técnicas. Disponible en web: <http://www.mtas.es/insht/ntp/ntp_342.htm> Consulta: 28 de agosto 2007]

[33] Ministerio de trabajo y asuntos sociales (España), Sección Instituto Nacional de Seguridad e Higiene, Válvulas de seguridad: Selección. Disponible en web: <http://www.mtas.es/insht/ntp/ntp_510.htm> [Consulta: 28 de agosto 2007]

[34] Ministerio de trabajo y asuntos sociales (España), Sección Instituto Nacional de Seguridad e Higiene, Discos de ruptura:

Características. Disponible en web: <http://www.mtas.es/insht/ntp/ntp_456.htm> [Consulta: 28 de agosto 2007]

[35] McMaster-Carr, Current Order [Catalogo online], Disponible en web : <http://www.mcmaster.com/> Ingresando a Adjustable Relief Valves & Rupture Discs, página 448. [Consulta: 1 Septiembre 2007]

[36] DIRECT INDUSTRY, Productos, Sección Discos de ruptura. Disponible en web: <http://www.directindustry.es/prod/elfab/disco-de-ruptura-inverso-7095-107840.html#prod_107840> [Consulta: 1 Septiembre 2007]

[37] Medición y Control Ltda, Seccion de soporte, Disponible en web: <http://www.medicionycontrol.com.co/principal.html> [Consulta: 1 Septiembre 2007]

[38] Ingeniero mecánico docente de la Universidad de Antioquia Pedro León Zamanca

[39] ASOCARS (Asociación de Corporaciones Autónomas Regionales y de Desarrollo Sostenible). Noticia “Colombia intenta entrar al mercado mundial de valores para el medio ambiente” Fuente: Portafolio. Disponible en web: <http://www.asocars.org.co/search_news.asp?idnoticia=292> [Consulta: 6 Septiembre 2007]

[40] TARQUIN, Anthony D. F. Ingenieria Economica, 5ta edicion, Ed McGraw Hill, Pag. 251.